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DESENVOLVIMENTO E CARACTERIZAÇÃO EXPERIMENTAL DE CONCRETOS LEVES AUTOADENSÁVEIS REFORÇADOS COM FIBRAS DE SISAL E AÇO Thiago Melo Grabois 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. Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho Guilherme Chagas Cordeiro Rio de Janeiro Junho de 2012
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DESENVOLVIMENTO E CARACTERIZAÇÃO EXPERIMENTAL DE
CONCRETOS LEVES AUTOADENSÁVEIS REFORÇADOS COM FIBRAS DE
SISAL E AÇO
Thiago Melo Grabois
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.
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Guilherme Chagas Cordeiro
Rio de Janeiro
Junho de 2012
iii
Grabois, Thiago Melo
Desenvolvimento e caracterização experimental de
concretos leves autoadensáveis reforçados com fibras de sisal e
aço / Thiago Melo Grabois. – Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE,
2012.
XXV, 119 p.: il.; 29,7 cm.
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Guilherme Chagas Cordeiro
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Civil, 2012.
Referências Bibliográficas: p. 113-119.
1. Concreto leve autoadensável. 2. Agregado leve. 3.
Fibras. 4. Caracterização experimental. I. Toledo Filho, Romildo
Dias et al. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE,
Programa de Engenharia Civil. III. Título.
iv
Para Dina, Glória e Nathalia.
v
"A alegria está na luta, na tentativa, no sofrimento envolvido e não na vitória propriamente
dita."
Mahatma Gandhi.
vi
AGRADECIMENTOS
Agradeço a Deus por tudo.
Agradeço aos meus pais, Eduardo e Gloria, pelo amor, carinho e apoio
dedicado na criação de seus filhos durante toda a minha vida. Ao meu irmão Marcos,
pela convivência e amizade durante todo o tempo. Aos meus familiares, em especial
aos meus queridos avós Guilherme e Dina, minha avó Norma e minha tia Victória.
Sou particularmente grato à Nathalia pelo companheirismo, carinho, amor,
atenção, apoio irrestrito e incondicional durante os, já passados, nove anos que
convivemos juntos e que, certamente, contribuíram muito para a conclusão deste
trabalho.
Aos meus orientadores e amigos, Romildo e Guilherme, pelo incentivo,
confiança e apoio sempre presentes durante todo mestrado.
Um agradecimento muito especial também ao querido amigo Zeca, fonte de
inspiração e conhecimento, pelo incentivo e apoio fundamentais desde o início da
minha trajetória profissional e, sobretudo, na minha decisão pela pesquisa acadêmica.
Aos queridos Marcelo e Cristina, que sempre me acolheram em sua família
maravilhosa.
vii
A meus grandes amigos, Leo, Marcelo, Gustavo e Helena que mesmo não
fazendo parte desta empreitada, sempre estiveram presentes desde o tempo da
graduação na FAU UFRJ.
A todos os amigos e funcionários do Laboratório de Estruturas pela
colaboração e apoio prestados durante todas as atividades. Aos companheiros, Carlos
Rossigali, Wilson, Rodolfo, Camila, Samantha, Otavio, Marcos, Dimas, Saulo e
Fabrício. Também agradeço aos colegas Eduardo, Carlos Seruti, Luciane, Alex, Maria
Rita, Andriele, Adriana, Tina, Edgar, Flávio Silva, Vivian, Janine, Reila e Silvoso. Às
secretarias Sandra e Luzidelle e ao Paulinho.
Agradeço a todos os técnicos de laboratório que de alguma forma contribuíram
para os resultados do trabalho. Em especial, aos fiéis companheiros e amigos
Clodoaldo e Ivan. Aos também sempre presentes, Adailton, Alessandro, Rodrigo,
Júlio, Flávio, Renan, Eduardo, Hugo e Felipe.
Às empresas Lafarge Cimento (MG) e BASF S.A (SP) pela doação de
materiais. Ao amigo Luberto e à Sanebras pelo empréstimo da forma metálica utilizada
na parte final da pesquisa.
À Faperj, a Capes e ao CNPq pelo suporte financeiro que garantiu minha
dedicação exclusiva ao mestrado.
viii
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
DESENVOLVIMENTO E CARACTERIZAÇÃO EXPERIMENTAL DE
CONCRETOS LEVES AUTOADENSÁVEIS REFORÇADOS COM FIBRAS DE
SISAL E AÇO
Thiago Melo Grabois
Junho/2012
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Guilherme Chagas Cordeiro
Programa: Engenharia Civil
No presente trabalho foram desenvolvidos e caracterizados concretos
autoadensáveis com agregados leves de argila expandida (CLAA), reforçados com
fibras de sisal e aço, visando o uso em painéis pré-fabricados. Duas classes de CLAA
foram desenvolvidas, uma contendo apenas agregados graúdos leves e outra com
agregados graúdos e miúdos leves. Para cada uma das classes de CLAA foi utilizado
como elemento de reforço 0,5% (em volume) de fibras de aço e sisal de 35 mm de
comprimento. Os concretos foram caracterizados através de ensaios reológicos, físicos,
mecânicos, térmicos e de retração autógena e por secagem. Uma mistura de concreto
autoadensável (CAA) de massa específica (γ) comum e resistência à compressão (fc)
similar à dos concretos leves foi produzida para garantir a comparação do fator de
eficiência (relação fc/γ) e desempenho térmico com os CLAA. Por fim, uma mistura
leve autoadensável reforçada com fibras de aço foi selecionada para produzir um
painel pré-fabricado de 2400 x 525 x 20 mm de forma a verificar as características de
lançamento, acabamento superficial e homogeneidade dos agregados e fibras ao longo
da altura da peça. Os resultados obtidos indicaram adequada fluidez e
autocompactação das matrizes de CLAA que além de não segregarem apresentaram
maior fator de eficiência e capacidade de isolamento térmico do que o CAA. O reforço
fibroso, por sua vez, proporcionou maior capacidade de absorção de energia aos
concretos. A peça produzida apresentou acabamento superficial adequado,
uniformidade de agregados e fibras ao longo de seu comprimento e boa moldabilidade.
ix
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
DEVELOPMENT AND EXPERIMENTAL CHARACTERIZATION OF
SELFCOMPACTING LIGHTWEIGHT CONCRETE REINFORCED WITH SISAL
AND STEEL FIBERS
Thiago Melo Grabois
June/2012
Advisors: Romildo Dias Toledo Filho
Guilherme Chagas Cordeiro
Department: Civil Engineering
In the present study were developed and characterized selfcompacting concrete
with expanded clay lightweight aggregate (SCLC) reinforced with sisal and steel
fibers, in order to use it into prefabricated panels. Two classes of SCLC were
developed, one containing only coarse lightweight aggregate and the second with
coarse and fine lightweight aggregates. For each class of SCLC 0,5 % (volume
fraction) of sisal and steel fibers with 35 mm in length was used as reinforcement. The
concretes were characterized through rheological, physical, mechanical, thermal and
shrinkage (autogenous and drying) behavior. A selfcompacting concrete (SCC) mix
with normal specific gravity (γ) and compressive strength (fc) related to lightweight
concretes was produced to ensure the comparison of the efficiency factor (fc/γ ratio)
and thermal insulation performance with SCLC. Finally, a SCLC mixture reinforced
with steel fibers was selected to produce a 2400 x 525 x 20 mm prefabricated panel in
order to verify the filling ability, surface finishing area and homogeneity of aggregates
and fibers over it height. The results indicated adequate fluidity and selfcompacting
properties of SCLC matrix without segregation in addition to a higher efficiency factor
and thermal insulation capability than CAA. The fibrous reinforcement provided a
higher energy absorption capability to concretes. The panel presented an appropriate
surface finishing area, uniformity of aggregates and fibers distribution all over its
length and good moldability.
x
SUMÁRIO
AGRADECIMENTOS .................................................................................................. VI
SUMÁRIO ....................................................................................................................... X
LISTA DE FIGURAS ................................................................................................. XIV
LISTA DE TABELAS................................................................................................. XXI
LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS ........................................................ XXIII
1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................ 1
1.1 OBJETIVOS ............................................................................................................ 2
1.2 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO ...................................................................... 4
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA................................................................................ 5
2.1 CONCRETO LEVE AUTOADENSÁVEL ............................................................ 5
2.2 CONCRETO LEVE AUTOADENSÁVEL FIBROSO ........................................ 10
2.3 AGREGADOS LEVES ......................................................................................... 11
2.3.1. ARGILA EXPANDIDA ............................................................................................ 14
xi
3 MÉTODOS DE ENSAIOS .................................................................................... 17
3.1 CLASSIFICAÇÃO GRANULOMÉTRICA ......................................................... 17
3.2 COMPOSIÇÃO QUÍMICA .................................................................................. 18
3.3 MASSA ESPECÍFICA E ABSORÇÃO TOTAL .................................................. 18
3.4 COMPACIDADE .................................................................................................. 20
3.4.1. ENSAIO DE DEMANDA D’ÁGUA ............................................................................ 20
3.4.2. ENSAIO DE COMPACTAÇÃO MECÂNICA E VIBRAÇÃO ............................................ 21
3.5 ENSAIO DE COMPATIBILIDADE E PONTO DE SATURAÇÃO ................... 23
3.6 ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO REOLÓGICA .......................................... 24
3.6.1. ABATIMENTO E ESPALHAMENTO DO TRONCO DE CONE ....................................... 24
3.6.2. FLUIDEZ NO FUNIL “V” ........................................................................................ 25
3.7 ABSORÇÃO TOTAL DE ÁGUA ........................................................................ 27
3.8 PROPRIEDADES MECÂNICAS ......................................................................... 28
3.8.1. RESISTÊNCIA A COMPRESSÃO E MÓDULO DE ELASTICIDADE ............................... 28
3.8.2. RESISTENCIA A TRAÇÃO NA FLEXÃO .................................................................... 30
3.8.3. RESISTÊNCIA À TRAÇÃO DIRETA .......................................................................... 31
3.9 PROPRIEDADES TÉRMICAS ............................................................................ 32
3.9.1. CALOR ESPECÍFICO .............................................................................................. 33
3.9.2. DIFUSIVIDADE TÉRMICA ...................................................................................... 34
3.10 RETRAÇÃO .......................................................................................................... 37
3.10.1. RETRAÇÃO AUTÓGENA ........................................................................................ 37
3.10.2. RETRAÇÃO POR SECAGEM .................................................................................... 40
4 CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS .......................................................... 42
4.1 MATERIAIS CIMENTÍCIOS ............................................................................... 42
4.2 AGREGADOS ...................................................................................................... 44
4.3 FIBRAS ................................................................................................................. 46
4.3.1. FIBRAS DE AÇO ..................................................................................................... 46
xii
4.3.2. FIBRAS DE SISAL .................................................................................................. 47
4.4 ADITIVOS QUÍMICOS ....................................................................................... 48
4.4.1. ADITIVO SUPERPLASTIFICANTE ............................................................................ 48
4.4.2. AGENTE MODIFICADOR DE VISCOSIDADE (VMA) ............................................... 49
4.5 ÁGUA .................................................................................................................... 49
5 METODOLOGIA DE PRODUÇÃO DOS CONCRETOS ................................ 50
5.1 DOSAGEM DOS CONCRETOS .......................................................................... 50
5.2 PRODUÇÃO DOS CONCRETOS ....................................................................... 54
5.3 METODOLOGIA DE AVALIAÇÃO ESTATÍSTICA DOS RESULTADOS
EXPERIMENTAIS ............................................................................................... 56
6 CARACTERIZAÇÃO DOS CONCRETOS ........................................................ 57
6.1 PROPRIEDADES REOLÓGICAS ....................................................................... 57
6.2 PROPRIEDADES FÍSICAS ................................................................................. 62
6.3 PROPRIEDADES MECÂNICAS ......................................................................... 65
6.3.1. COMPORTAMENTO SOB COMPRESSÃO UNIAXIAL ................................................. 65
6.3.2. COMPORTAMENTO SOB TRAÇÃO NA FLEXÃO ....................................................... 75
6.3.3. COMPORTAMENTO SOB TRAÇÃO DIRETA ............................................................. 79
6.4 PROPRIEDADES TÉRMICAS ............................................................................ 85
6.4.1. CALOR ESPECÍFICO .............................................................................................. 85
6.4.2. DIFUSIVIDADE TÉRMICA ...................................................................................... 87
6.4.3. CONDUTIVIDADE TÉRMICA .................................................................................. 90
6.5 RETRAÇÃO .......................................................................................................... 93
6.5.1. RETRAÇÃO AUTÓGENA ........................................................................................ 93
6.5.2. RETRAÇÃO POR SECAGEM .................................................................................... 95
7 ESTUDO DE CASO: APLICAÇÃO DO CLAA NA PRODUÇÃO DE PAINÉL
ESTRUTURAL ............................................................................................................. 99
xiii
7.1 PRODUÇÃO E MOLDAGEM DO ELEMENTO ................................................ 99
7.2 AVALIÇÃO DAS PROPRIEDADES ................................................................ 103
8 CONSIDERAÇÕES FINAIS .............................................................................. 109
8.1 CONCLUSÕES ................................................................................................... 109
8.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................... 112
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...................................................................... 113
xiv
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 – Domo do Panteão de Roma: (a) corte do panteão; e (b) o interior do
panteão no século XVIII – pintura de Giovanni Panini. (fonte: Wikipédia). ................. 6
Figura 2.2 – Pavilhão de Portugal realizado para a Exposição mundial de 1998
(Expo’98): (a) vista aérea do pavilhão; e (b) vista da praça coberta pela placa de
concreto, baseada numa folha de papel sobre tijolos. (fonte: Wikipédia). ..................... 6
Figura 2.3 – (a) concreto com segregação dos grãos de argila expandida em
comparação com (b) onde não ocorreu segregação. (COLEPARDI et al., 2004). ......... 9
Figura 2.4 – Espectro dos agregados leves (Adaptado de Litvin, A.; Fiorato, A. E.,
Concr. Int., v. 3, n. 3, p.49, 1981) (METHA e MONTEIRO, 2008). ........................... 13
Figura 2.5 – Microscopia eletrônica de varredura de concreto de agregado leve.
(METHA & MONTEIRO, 2008) ................................................................................. 15
Figura 2.6 – Imagens de MEV da argila expandida: (a) superfície externa (300X); (b)
superfície interna (300X). (MORAVIA et al., 2006). .................................................. 16
Figura 3.1 – Aparato utilizado para ensaio de massa específica e absorção para os
agregados leves. ............................................................................................................ 19
Figura 3.2 – fases do empacotamento durante o ensaio de demanda d’água com
cimento Portland CPV - ARI: (a) estado seco; (b) estado pendular; (c) estado funicular;
xv
e (d) estado capilar, ponto de demanda d’água. De acordo com FORMAGINI (2005).
....................................................................................................................................... 21
Figura 3.3 – Etapas do ensaio de compressão e vibração: (a) preenchimento do cilindro
com a amostra; (b) introdução do pistão no cilindro para posterior vibração; (c)
catetômetro para registro da altura do pistão antes e depois do processo de vibração;
(d) amostra do agregado graúdo leve de argila expandida após o ensaio. .................... 22
Figura 3.4 – Equipamentos e etapas do ensaio de compatibilidade: (a) misturador
industrial; (b) funil de Marsh; (c) proveta preenchida com a pasta de cimento ensaiada.
(FORMAGINI, 2005). .................................................................................................. 23
Figura 3.5 – (a) ensaio de abatimento do tronco de cone; (b) medida de abatimento; (c)
medida de espalhamento; (d) ensaio com o cone invertido. ......................................... 25
Figura 3.6 – Aparato para realização do ensaio: (a) funil “V”; (b) dimensões do funil.
....................................................................................................................................... 26
Figura 3.7 – Configuração do ensaio de resistência à compressão. .............................. 29
Figura 3.8 – Configuração do ensaio de resistência à tração na flexão. (fonte:
VELASCO, 2008) ......................................................................................................... 30
Figura 3.9 – Ensaio de resistência à tração direta: (a) moldes com redutores de seção
(VELASCO, 2008); (b) dimensões das amostras em mm (VELASCO, 2008); (c)
Configuração dos LVDT’s na região central da amostra; e (d) amostras após o ensaio
realizado. ....................................................................................................................... 31
Figura 3.10 – (a) molde utilizado para preparação do corpo-de-prova; (b) moldagem
sendo realizada; (c) equipamento adotado para realização do ensaio. .......................... 33
Figura 3.11 – (a) molde utilizado para preparação do corpo-de-prova; (b) moldagem
sendo realizada. ............................................................................................................. 35
Figura 3.12 – (a) tanque e resistências, utilizados para aquecimento dos corpos-de-
prova; (b) tanque utilizado para resfriamento e posicionamento do termômetro (c)
xvi
regularização da temperatura na câmara a 4ºC através da adição de gelo moído; (d)
modelo de data logger para aquisição das temperaturas durante o ensaio. .................. 36
Figura 3.13 – (a) preparação da forma metálica revestida com películas de teflon; (b)
detalhe do posicionamento do pino metálico. ............................................................... 38
Figura 3.14 – (a) lançamento da mistura fresca nos moldes e posicionamento do
termopar; (b) termopar ajustado; (c) selagem do molde com filme plástico; (d)
amostras seladas e os dispositivos de leitura posicionados para ensaio no interior dos
moldes; (e) amostras desmoldadas e seladas com filme plástico e fita alumino; e (f)
Configuração final do ensaio, posicionamento das amostras e relógios comparadores.
....................................................................................................................................... 39
Figura 3.15 – (a) balança para registro das variações de massa em função do tempo; (b)
relógio comparador zerado com auxílio da barra de referência; e (c) registro da
variação dimensional da amostra. ................................................................................. 41
Figura 4.1 – Curvas granulométricas do cimento Portland e cinza volante. ................. 43
Figura 4.2 – Curvas granulométricas dos agregados graúdos e miúdos. ...................... 45
Figura 4.3 – (a) Percentual de absorção dos agregados leves de argila expandida; (b)
ampliação, no detalhe, dos 35 minutos iniciais de ensaio. ............................................ 46
Figura 4.4 – Fibras curtas de sisal, após os procedimentos de lavagem e corte. .......... 47
Figura 5.1 – Sequência do procedimento de mistura dos CLAA: (a) lançamento dos
agregados para perfeita homogeneização na condição seca; (b) agregados misturados
com parte da água da mistura; (c) lançamento dos materiais cimentícios; (d) mistura
após homogeneização dos materiais cimentícios; (e) adição do restante da água e todo
superplastificantes; e (f) aspecto final da mistura. ........................................................ 55
Figura 6.1 – Ensaios de abatimento e espalhamento de tronco do cone para as misturas:
CLAA 1000 (a) e (b); CLAA 1000FA (c) e (d); e CLAA 1000FS (e) e (f). ................ 60
Figura 6.2 – Ensaios de abatimento e espalhamento de tronco do cone para as misturas:
CLAA 7030 (a) e (b); CLAA 7030FA (c) e (d); e CLAA 7030FS (e) e (f). ................ 61
xvii
Figura 6.3 – Seções transversais, divididas em topo meio e base dos corpos-de-prova
cilíndricos, e longitudinais das amostras prismáticas das misturas: CLAA 1000 (a) e
(b); CLAA 1000FA (c) e (d); e CLAA 1000FS (d) e (e). ............................................. 63
Figura 6.4 – Seções transversais, divididas em topo meio e base dos corpos-de-prova
cilíndricos, e longitudinais das amostras prismáticas das misturas: CLAA 7030 (a) e
(b); CLAA 7030FA (c) e (d); e CLAA 7030FS (d) e (e). ............................................. 64
Figura 6.5 – níveis de avaliação do processo de microfissuração do concreto quando
submetidos à esforços de compressão: (a) tensão versus deformação axial; e (b) tensão
versus deformação volumétrica. ................................................................................... 66
Figura 6.6 – Curvas típicas, tensão versus deformação axial e tensão versus
deformação lateral aos 28 dias, (a) CLAA 1000 e CLAA 7030; (b) CAA40; as
respectivas ampliações de escala do eixo das deformações, (b) e (d); e as curvas tensão
versus deformação volumétrica, (e) CLAA 1000 e CLAA 7030 e (f) CAA 40. .......... 68
Figura 6.7 – Curvas típicas, tensão versus deformação axial e tensão versus
deformação lateral aos 28 dias, dos concretos CLAA 1000 e CLAA 1000FA (a);
CLAA 7030 e CLAA 7030FA (b); CLAA 1000 e CLAA 1000FS (c); e CLAA 7030 e
CLAA 7030FS (d). ........................................................................................................ 70
Figura 6.8 – Curvas típicas, tensão versus deformação volumétrica aos 28 dias, dos
concretos CLAA 1000 e CLAA 1000FA (a); CLAA 7030 e CLAA 7030FA (b); CLAA
1000 e CLAA 1000FS (c); e CLAA 7030 e CLAA 7030FS (d). ................................. 71
Figura 6.9 – Evolução da resistência à compressão dos concretos ao longo do tempo,
(a) classe CLAA 1000; e (b) classe CLAA7030. .......................................................... 73
Figura 6.10 – Determinações do fator de eficiência aos 28 dias de cura dos concretos.
....................................................................................................................................... 74
Figura 6.11 – Modo de ruptura dos CLAA exemplificado pela mistura CLAA 1000. (a)
corpo-de-prova rompido; (b) ampliação da área destacada, com detalhe para os
agregados partidos. ....................................................................................................... 75
xviii
Figura 6.12 - Curvas típicas, carga versus deslocamento, das matrizes CLAA 1000 e
CLAA 7030. .................................................................................................................. 76
Figura 6.13 - Curvas típicas, carga versus deslocamento, dos concretos com fibras de
aço, CLAA 1000FA e CLAA 7030FA (a); e a respectiva ampliação do trecho inicial de
deslocamento (b). .......................................................................................................... 77
Figura 6.14 - Curvas típicas, carga versus deslocamento, dos concretos com fibras de
sisal, CLAA 1000 e CLAA 7030. ................................................................................. 78
Figura 6.15 - Curvas típicas, tensão versus deformação e tensão versus abertura de
fissura: (a) CLAA 1000; (b) CLAA 7030; (c) CLAA 1000FA; (d) CLAA 7030FA; (e)
CLAA 1000FS; (f) CLAA 7030FS. .............................................................................. 81
Figura 6.16 – Modo de ruptura das amostras submetidas ao ensaio de tração direta:
CLAA 1000 (a) e(b); CLAA 1000FA (c) e (d); e CLAA 1000FS (e) e (f). ................. 83
Figura 6.17 – Modo de ruptura das amostras submetidas ao ensaio de tração direta:
CLAA 7030 (a) e(b); CLAA 7030FA (c) e (d); e CLAA 7030FS (e) e (f). ................. 84
Figura 6.18 – Calor específico dos concretos produzidos, para as temperaturas de 25,
40 e 55 ºC, com os respectivos desvios-padrão. ........................................................... 86
Figura 6.19 – Difusividade térmica dos concretos produzidos, durante os ensaios à 20,
40 e 60 ºC, com os respectivos desvios-padrão. ........................................................... 88
Figura 6.20 – Difusividade térmica das matrizes CLAA 1000 e CLAA 7030, durante os
ensaios à 20, 40 e 60 ºC, com os respectivos desvios-padrão. ...................................... 89
Figura 6.21 – Curvas de resfriamento dos concretos, durante os ensaios de difusividade
térmica aos 20ºC (a), 40ºC (b) e 60ºC (c). .................................................................... 90
Figura 6.22 – Condutividade térmica dos concretos produzidos. ................................. 92
Figura 6.23 – Curvas médias, retração autógena versus tempo, das matrizes produzidas.
....................................................................................................................................... 94
xix
Figura 6.24 – Curvas médias de retração por secagem versus tempo dos concretos, com
início aos 28 dias de idade: em escala linear (a); e semi logarítmica (b). ..................... 96
Figura 6.25 – Curvas médias de variação da massa de água versus tempo dos
concretos, obtidas pelo ensaio de retração por secagem, com inicio aos 28 dias. ........ 97
Figura 6.26 – Relação entre retração por secagem e a variação da massa de água dos
concretos. ...................................................................................................................... 98
Figura 7.1 – (a) preparação da forma para preenchimento com argamassa; (b) painel
após desmoldagem; (c) posicionamento dos painéis durante a construção; (d) edifício
sede. ............................................................................................................................ 100
Figura 7.2 – Forma metálica: (a) vista da parte interna das placas que compõe a forma;
(b) forma fechada; (c) sistema de fixação entre as placas; e (d) vista da parte superior
da forma montada, onde ocorre o lançamento do concreto. ....................................... 101
Figura 7.3 – posicionamento da armadura no interior da seção “U” do painel
produzido. Desenho em escala 1:5, cotas em mm. ..................................................... 101
Figura 7.4 – vista V1; amarração da armadura da borda do painel. Desenho em escala
1:5, cotas em mm. ....................................................................................................... 102
Figura 7.5 – detalhe da seção “U” do painel produzido. Desenho em escala 1:5, cotas
em mm. ....................................................................................................................... 102
Figura 7.6 – Etapas de produção do painel estrutural: (a) lançamento do CLAA através
de baldes; (b) golpes com martelo de borracha durante o preenchimento; (c) painel
desmoldado ainda aderido à uma das placas do molde; e (d) desmoldagem completa do
painel. .......................................................................................................................... 103
Figura 7.7 – Painel inteiro (a), (b) e (c); da esquerda para a direita, topo, meio e base
do painel (d), (e), (f), (g), (h) e (i); e ampliações (j), (k) e (l). .................................... 104
Figura 7.8 – Seção longitudinal do painel: (a) topo; meio (b), (c), (d) e (e); base (f) 105
xx
Figura 7.9 – (a) definição das direções dos cortes; (b) placas (corte H, nesse caso) de
400 x 100 x 20 mm recortadas; e (c) aparato para realização do ensaio experimental.
..................................................................................................................................... 106
Figura 7.10 – (a) definição das direções dos cortes; (b) placas (corte H) de 400 x 100 x
20 mm recortadas. ....................................................................................................... 107
Figura 7.11 – (a) Curvas típicas, tensão versus deslocamento, das placas corte V e corte
H da mistura CLAA 7030FA; (b) exemplo sugerido de tendência preferencial de
orientação das fibras na direção horizontal. ................................................................ 108
xxi
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Propriedades físicas dos agregados utilizados nas misturas de CLAA
(TOUTANJI et. al., 2007). .............................................................................................. 8
Tabela 2.2 – Composição e desempenho do CLAA. (COLEPARDI et al., 2004) ......... 9
Tabela 2.3 – Resultados dos ensaios de porosimetria por intrusão de mercúrio e
composição química da argila expandida. (MORAVIA et al., 2006). ......................... 15
Tabela 4.1– Composição química, propriedades físicas e diâmetro das partículas do
cimento Portland e da cinza volante adotados. ............................................................. 43
Tabela 4.2 – Características físicas e granulométricas dos agregados. ......................... 45
Tabela 4.3 – Características das fibras de aço. ............................................................. 47
Tabela 4.4 – Valores usuais das propriedades das fibras de sisal (TOLEDO FILHO,
1997). ............................................................................................................................ 48
Tabela 4.5 – Propriedades do aditivo superplastificantes de acordo com o fabricante.
(fonte: www.basf.com.br) ............................................................................................. 48
Tabela 5.1 – Composição dos concretos em kg/m³ ...................................................... 52
Tabela 5.2 – Composição da mistura CAA 40 em kg/m³. ............................................ 52
xxii
Tabela 5.3 – Dosagem e propriedades dos CLAA: comparação entre a simulação
computacional e os resultados reais. ............................................................................. 53
Tabela 6.1 – Propriedades no estado fresco dos concretos. .......................................... 58
Tabela 6.2 - Valores médios de índice de vazios, absorção total de água e massa
específica dos concretos produzidos, com os respectivos coeficientes de variação (em
%, entre parênteses). ..................................................................................................... 62
Tabela 6.3 – Valores médios das propriedades mecânicas sob compressão aos 28 dias,
dos concretos produzidos, com os respectivos coeficientes de variação (em %, entre
parênteses). .................................................................................................................... 67
Tabela 6.4 – Valores médios de resistência à compressão dos concretos à 1, 3, 7 e 28
dias de cura com os respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses). ... 73
Tabela 6.5 - Valores médios das propriedades mecânicas sob esforços de tração na
flexão aos 28 dias, dos concretos produzidos, com os respectivos coeficientes de
variação (em %, entre parênteses). ............................................................................... 75
Tabela 6.6 – Valores médios das propriedades mecânicas sob esforços de tração direta
aos 28 dias, dos concretos produzidos, com os respectivos coeficientes de variação (em
%, entre parênteses). ..................................................................................................... 80
Tabela 6.7 – Valores médios de calor específico, dos concretos produzidos, com os
respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses). .................................... 86
Tabela 6.8 – Valores médios de difusividade térmica dos concretos produzidos, com os
respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses). .................................... 87
Tabela 6.9 – Valores de condutividade térmica dos concretos, obtidos analiticamente
através da equação 6.1. ................................................................................................. 91
Tabela 6.10 – Valores médios de retração autógena aos 7, 28 e 80 dias, para as
matrizes produzidas. ..................................................................................................... 94
xxiii
LISTA DE SÍMBOLOS E ABREVIATURAS
a/c Relação água/cimento
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ACI American Concrete Institute
AEf Argila expandida fina
AEg Argila expandida graúda
ANOVA Analise de variancia
ASTM American Society for Testing and Materials
C Calor específico
CAA Concreto autoadensável
CETEM Centro de Tecnologia Mineral – UFRJ
CLAA Concreto leve autoadensável
CP Cimento Portland
C-S-H Silicato de cálcio hidratado
CV Cinza volante
D Diâmetro do corpo-de-prova
D10 Tamanho abaixo do qual se encontra 10% da massa de material
D30 Tamanho abaixo do qual se encontra 30% da massa de material
D50 Tamanho abaixo do qual se encontra 50% da massa de material
D60 Tamanho abaixo do qual se encontra 60% da massa de material
D80 Tamanho abaixo do qual se encontra 80% da massa de material
D90 Tamanho abaixo do qual se encontra 90% da massa de material
DMA Tamanho máximo do agregado
xxiv
e Espessura do painel
E Módulo de elasticidade na compressão
EFNARC European Federation of Specialist Construction Chemicals and
Concrete Systems
Et Módulo de elasticidade na tração direta
FA Fibra de aço
fc Resistência à compressão
fc_1ªf Resistência à compressão referente à tensão de primeira fissura
fc_cf Resistência à compressão referente à tensão de coalescência de
fissuras
fc28 Resistência à compressão aos 28 dias de idade
FRC Fiber reinforced concrete
FS Fibra de sisal
h Altura
h² Difusividade térmica
hc Altura da camada de material ao final do ensaio
Hz Hertz
Iv Indice de Vazios
k Condutividade térmica
LabEST Laboratório de Estruturas - COPPE/UFRJ
LCPC Laboratoires des Ponts et Chaussées
LVDT Linear variable differential transformer
mf massa da amostra em instantes sucessivos em função do tempo
mi Massa do corpo-de-prova saturado e imerso em água
NBR Norma Brasileira Registrada
P1ªf Carga de primeira fissura
Pu Carga última
SCC Selfcompacting concrete
SCLC Slefcompacting lightweight concrete
vf Fração volumétrica de fibras
VMA Viscosity Modifier Agent (Agente modificador de viscosidade)
W Perda de massa
∞ Infinito
xxv
2θ Ângulo de Bragg
Γ Torque
1ªf Deslocamento de primeira fissura
u Deslocamento referente à carga última
Deformação de retração
a_1ªf Deformação axial referente à tensão de primeira fissura
(compressão)
a_cf Deformação axial referente à tensão de coalescência de fissuras
(compressão)
u Deformação referente à carga última (compressão)
t Deformação referente à carga última (tração direta)
Viscosidade plástica
1ªf Tensão de primeira fissura
u Tensão última
Tensão cisalhante aplicada
0 Tensão inicial de escoamento
1
1 INTRODUÇÃO
A utilização de concreto estrutural leve ao longo dos anos vem sendo, cada vez
mais, adotada em inúmeros projetos e aplicações devido ao seu bom comportamento
mecânico e durabilidade (ACI 213R-03, 2003). O desenvolvimento do concreto
autoadensável aumentou a facilidade de execução das estruturas de concreto que
passaram a depender menos da qualidade da mão-de-obra devido à sua capacidade de
autocompactação, mesmo nos cantos mais estreitos e difíceis de preenchimento dos
moldes estruturais, sem a necessidade de vibração, apenas com o próprio peso do
material (OKAMURA et al., 2003).
Diversas características, tanto no que se refere ao comportamento no estado
fresco quanto no endurecido, dos concretos leves autoadensáveis, proporcionam
vantagens na produção deste material em comparação à concretos de massa específica
convencional (TOUTANJI et al., 2007). No caso particular dos concretos leves
autoadensáveis a literatura recente sobre esta nova tecnologia destaca algumas
propriedades: reduções no peso próprio das estruturas e consequentemente nas cargas
sobre as fundações e nos custos finais; redução da poluição sonora sobre o entorno das
construções devido à ausência de vibração; atribuição de elevadas propriedades de
isolamento térmico e acústico através da redução da condutividade térmica, da massa
específica e da porosidade dos agregados leves, além de aumentar a resistência ao
fogo; aliado à isso, ainda é possível obter excelentes qualidades no acabamento das
2
superfícies devido à sua fluidez, capacidade de adensamento e preenchimento das
formas; e também reduções em custos de locomoção e transportes, no caso de
estruturas pré-fabricadas. (COLEPARDI et al., 2004; SHI e WU, 2005; HWANG e
HUNG, 2005; TOUTANJI et al., 2007; WU et al., 2009; COSTA et al., 2010; e
MAZAHERIPOUR et al., 2011).
Estudos relacionados à aplicação de concreto leve em conjunto à técnica de
concretos autoadensáveis para utilização no setor construtivo são relativamente
recentes. Porém, indicam um potencial muito grande no que diz respeito aos avanços
tecnológicos propostos para a indústria do concreto de cimento Portland. Pesquisas
voltadas para a caracterização de concreto leve autoadensável são relevantes devido ao
conhecimento ainda restrito sobre suas propriedades. Além disso, a adoção de técnicas
capazes de associar de maneira eficiente os diferentes materiais, transformando-os em
novas tecnologias de construção, é fundamental. O concreto leve autoadensável é uma
técnica recente que propõe a prática, já consagrado na indústria da construção, de
redução do peso em estruturas de concreto através da utilização de agregados leves em
conjunto à tecnologia contemporânea do concreto autoadensável.
O uso de reforço fibroso em concreto vem crescendo bastante nas últimas três
décadas, já que sua incorporação em matrizes frágeis possibilitou o aumento da
capacidade de absorção de energia e de cargas de impacto do material. O
desenvolvimento de materiais leves de alto fator de eficiência (relação fc/γ) e
tenacidade, apesar de parecer bastante promissor para o setor da construção, ainda
requer considerável desenvolvimento científico e tecnológico. Pretende-se, com o
presente estudo, apresentar uma contribuição para o desenvolvimento e caracterização
física, reológica e mecânica dessa família de material.
1.1 Objetivos
Acreditando no potencial do material em questão e sua relação com as questões
que envolvem o desenvolvimento de novas tecnologias para o setor construtivo, a
presente pesquisa visa desenvolver concretos leves autoadensáveis e reforça-los com
fibras de sisal e aço. Além disso, caracterizá-los experimentalmente através de ensaios
reológicos, físicos, mecânicos, térmicos e de retração autógena e por secagem. E por
3
fim, avaliar a viabilidade das condições de moldagem e acabamento superficial do
material através da aplicação de uma das misturas desenvolvidas na produção de um
painel pré-fabricado de uso em edificações.
Na dosagem dos concretos utilizou-se altos teores de cinza volante
(substituição de 30% em massa de cimento Portland), argila expandida como agregado
miúdo leve em substituição parcial de 30% em massa do total de areia, argila
expandida como agregado graúdo em substituição total dos agregados graúdos
convencionais de brita rochosa, além de altos teores de aditivos químicos
(superplastificantes) para obtenção de uma matriz autoadensável. Dois diferentes tipos
de fibras, sisal e de aço, também estão presentes na confecção dos concretos, onde
foram avaliadas as diferentes implicações sugeridas pela incorporação de reforço
fibroso em matrizes autoadensáveis.
A fim de atingir o objetivo principal do trabalho, etapas específicas foram
contempladas. A primeira foi dosar matrizes cimentícias leves e autoadensáveis. Para
isso foram utilizados traços disponíveis na literatura, que ajustados experimentalmente
foram comparados com o quadro teórico do método do empacotamento compressível.
Em seguida, foi feita a avaliação das propriedades do material em seu estado plástico a
partir de ensaios clássicos utilizados na caracterização de concretos autoadensáveis. A
caracterização no estado endurecido foi realizada avaliando as: propriedades físicas,
através de ensaio de absorção total de água; propriedades mecânicas, sob esforços de
compressão, tração na flexão e tração direta; propriedades térmicas de condutividade,
difusividade e calor específico; e retração, com ensaios de retração autógena e por
secagem.
Ao final, foi utilizado um dos concretos leves autoadensáveis reforçados com
fibras de aço na produção de um elemento pré-fabricado de dimensões iguais a 2400 x
525 x 20 mm de uso comum em edificações civis. Foi avaliada a capacidade de
autocompactação durante a moldagem, a uniformidade de distribuição dos agregados e
fibras através de imagens da seção longitudinal da peça e o acabamento das superfícies
do elemento ao final do procedimento.
4
1.2 Organização do Trabalho
Capítulo 1: Apresenta uma breve introdução ao tema, expondo a importância e
a motivação do estudo, a proposta da dissertação, os objetivos e a organização do
trabalho;
Capítulo 2: É uma revisão dos principais estudos e práticas em
desenvolvimento de concreto leve autoadensável. Ainda fazem parte da bibliografia
estudada, breves discussões sobre a incorporação de fibras em concretos leves
autoadensáveis e sobre a utilização de agregados leves em concreto, com foco
principal para a argila expandida.
Capítulo 3: Este capítulo apresenta todas as metodologias empregadas para
caracterização das matérias primas que foram adotadas na pesquisa, além dos ensaios
que avaliaram as propriedades dos concretos produzidos.
Capítulo 4: Apresenta detalhes sobre a coleta e caracterização de todos os
materiais empregados na dosagem e confecção dos concretos.
Capitulo 5: Descreve a metodologia de dosagem e produção dos concretos
leves autoadensáveis propostos.
Capítulo 6: Apresenta os resultados do programa experimental realizado para
os diferentes concretos produzidos, no que diz respeito às propriedades reológicas,
físicas, mecânicas, térmicas e de variações dimensionais.
Capitulo 7: Neste capítulo uma breve apresentação da última etapa do
programa experimental, que concerne na produção de elemento pré-fabricado de
vedação (painel em dimensões reais) e a avaliação das condições de moldagem e
acabamento superficial da peça.
Capítulo 8: Ultimo capítulo com as conclusões do estudo apresentado e
sugestões para trabalhos futuros.
5
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Concreto Leve Autoadensável
Técnicas para redução do peso em elementos estruturais são utilizadas há
séculos. Sob o governo do imperador Adriano em 123 d.C., os romanos construíram o
domo do Panteão (Figura 2.1a e b), o maior da antiguidade. Sua construção, um
grande marco da arquitetura em concreto, se deve a descoberta de concretos utilizando
um tipo de material pozolânico (cinzas vulcânicas). Os romanos aliavam ainda,
soluções que reduziam as seções de peças estruturais e materiais leves na composição
do concreto. “Uma série de caixotões decorativos dispostos sobre sua superfície
interior semiesférica o torna mais leve... Quando o concreto muito seco e bem
compactado (o típico concreto romano) estava sendo derramado sobre a forma do
domo em camadas horizontais de cima para baixo, os construtores introduziram um
agregado mais leve, como pedra pomes, no concreto da parte superior, e aí inseriram
ânforas de argila vazias, que reduziam ainda mais o peso.” (SALVADORI, 2006).
Atualmente, o emprego de concreto leve estrutural é cada vez mais frequente
na construção civil, inúmeros são os exemplos de grandes obras com este tipo de
concreto, dentre as quais é possível destacar o pavilhão de Portugal (Figura 2.2),
concluído em 1998, projetado pelo arquiteto Alvaro Siza com concreto leve estrutural
de 25 MPa de Fck e massa específica de 1850 kg/m³ (ROSSIGNOLO, 2009).
6
(a) (b)
Figura 2.1 – Domo do Panteão de Roma: (a) corte do panteão; e (b) o interior do panteão no século XVIII –
pintura de Giovanni Panini. (fonte: Wikipédia).
(a) (b)
Figura 2.2 – Pavilhão de Portugal realizado para a Exposição mundial de 1998 (Expo’98): (a) vista aérea do
pavilhão; e (b) vista da praça coberta pela placa de concreto, baseada numa folha de papel sobre tijolos.
(fonte: Wikipédia).
O peso próprio em estruturas de concreto é de fundamental importância, pois
representa uma elevada parcela do carregamento total. Concreto estrutural leve tem
sido usado em inúmeras situações. Produzido a partir da utilização de agregados leves,
obtidos do processo de queima acelerada de materiais como xisto, cerâmica e ardósia,
é conhecido por seu bom desempenho e durabilidade em aplicações estruturais. “O
reduzido peso próprio do concreto de agregado leve diminuirá a carga gravitacional e
massa inercial sísmica, resultando em elementos menores e desconto das forças sobre
a fundação.” (SHI e WU, 2005). Segundo dados da American Concrete Institute
(ACI), o concreto contendo agregado leve pode ser mais caro por unidade de volume
7
do que um concreto convencional, mas todo o sistema pode custar menos como
resultado do peso total reduzido e menores custos nas fundações.
Desenvolvido na Universidade de Tóquio no Japão, no final da década de 80, o
concreto autoadensável (CAA1) vem apresentando diversos benefícios. Velocidade na
construção, ausência da vibração, facilidades de lançamento, redução da mão-de-obra,
melhores condições de acabamento dos elementos e melhorias na durabilidade se
comparado com um concreto convencional, são algumas das vantagens desta,
relativamente recente, tecnologia em material cimentício. Para COLEPARDI et al.
(2004) nas últimas décadas novos materiais cimentícios se disponibilizaram. Porém, o
mais importante e inovador foi o concreto autoadensável.
Na produção de concretos autoadensáveis leves ou de massa específica comum
podem ser utilizados todos os tipos de cimento Portland adotados na fabricação de
concreto convencional. Mas, algumas alterações em relação ao tipo de cimento podem
afetar diretamente as propriedades do CAA e assim não desenvolver uma interação
regular de compatibilidade com os aditivos químicos. Cimentos de elevada superfície
específica acarretam em menor tensão de escoamento e maior viscosidade plástica da
mistura, devido ao aumento da quantidade de partículas em contato com a água,
diminuindo a distância entre os grãos e aumentado a frequência de colisão entre eles
(OKAMURA et al., 2003).
O CAA é um material caracterizado por sua elevada fluidez e trabalhabilidade,
é extremamente plástico em seu estado fresco. Na composição de concretos fluídos é
fundamental o emprego de aditivos químicos e ou modificadores de viscosidade em
conjunto com o alto teor de finos, seja cimento Portland, adições minerais, fíleres e ou
areia fina, além do tamanho, textura e distribuição granulométrica dos agregados, que
também intervêm nas propriedades de fluidez do material (SAAK et al., 2001). No que
se refere ao conteúdo de materiais finos, indispensáveis no combate à segregação e à
exsudação da mistura, DE LARRARD (1999) aponta ser comum a utilização de
quantidades maiores que 500 kg/m³.
1 CAA – sigla adotada para se referir à Concreto Autoadensável.
8
De acordo com TOUTANJI et al. (2007), uma significativa quantidade de
pesquisas em CAA vem sendo feitas nos últimos 15 anos, mas em relação a concreto
leve autoadensável (CLAA2) pouco se fez. Em seu trabalho o autor propõe o
desenvolvimento de um CLAA de boas propriedades de fluidez, massa específica
abaixo de 1842 kg/m³ e resistência à compressão maior que 17,2 MPa, especificado
segundo a ACI 211.2 (1998) para concretos leves. Na produção do material foram
utilizado Cimento Portland tipo I, cinza volante tipo F como adição mineral e, como
agregado graúdo leve, adotou argila expandida de acordo com ASTM C 330-04. O
tamanho máximo dos agregados utilizados foi de 19,05 mm e a especificação destes
associados às suas propriedades físicas estão apresentadas na Tabela 2.1. Durante o
procedimento experimental, os autores compararam três tipos de concretos. O primeiro
contendo agregados graúdos leves e miúdos comuns; o segundo tipo com agregados
miúdos leves e graúdos de massa específica convencional; e um terceiro com os dois
tipos de agregados leves.
Tabela 2.1 – Propriedades físicas dos agregados utilizados nas misturas de CLAA (TOUTANJI et. al., 2007)3.
Propriedades dos
materiais
Agregados
AGL1 AGL2 AGN1 AGN2 AMN1 AML1
Tipo AE AE BC BC AN AE
M. específica (g/cm³) 1,52 1,25 2,68 2,68 2,62 1,52
Absorção (%) 14,0 22,1 0,5 0,5 0,1 38,7
Módulo de finura - - - - 2,46 3,03
Diversas misturas foram testadas através de ensaios típicos, como slump flow,
j-ring e T500, verificando as propriedades de autoadensabilidade dos CLAA em
comparação a um concreto de massa específica convencional, assim avaliando os
efeitos da variação da massa específica dos agregados graúdos e leves. O autor ainda
propôs um método para dosagem do material avaliando suas propriedades em
comparação com um concreto de massa específica convencional.
2 CLAA – sigla adotada para se referir à Concreto Leve Autoadensável.
3Tradução da legenda: AGL – agregado graúdo leve; AGN – agregado graúdo de peso normal;
AMN – agregado miúdo de peso normal; AML – agregado miúdo leve; BC – brita calcária;
AN – areia natural; AE – argila expandida.
9
Prevenir a segregação dos agregados é um dos grandes desafios encontrados na
fabricação de CLAA. Em estudo para a produção de um painel de vedação em CLAA
COLEPARDI et al., (2004) utilizaram uma quantidade relativamente alta de agente
modificador de viscosidade para solução do problema com argila expandida. A peça
produzida por Colepardi apresentou densidade igual a 1750 kg/m³ e espalhamento
(slump flow) de 650 mm, sem nenhum tipo de segregação dos agregados, como pode-
se perceber na Figura 2.3(b) em comparação à uma mistura com segregação (Figura
2.3a). A composição do material e seu desempenho podem ser avaliados a partir da
Tabela 2.2.
.
(a) (b)
Figura 2.3 – (a) concreto com segregação dos grãos de argila expandida em comparação com (b) onde não
ocorreu segregação. (COLEPARDI et al., 2004).
Tabela 2.2 – Composição e desempenho do CLAA. (COLEPARDI et al., 2004)4
Materiais CP II Cinza
volante
Areia
(0-4 mm)
AE
(0-15 mm) Agua SP VMA
Composição
(kg/m³) 400,0 100,0 480,0 570,0 192,0 6,0 0,25
Propriedades mecânicas aos 28 dias:
fc = 35 MPa
ff = 5 MPa
E = 19 GPa
Retração por secagem aos 90 dias = 675 µε
4 Legenda: AE – argila expandida; SP – superplastificante; VMA – agente modificador de
viscosidade.
10
As deformações de retração, originadas pela oscilação de umidade no interior
dos concretos, tem diferentes comportamentos em concretos de agregado leve (ACI
213R-03, 2003; SHI e WU, 2005; e COSTA et al., 2010).
Estudos anteriores já evidenciavam a eficiência da inclusão de agregados leves
na redução das deformações provenientes da retração autógena. BENTUR et al.
(2001) constataram que concretos leves de alta resistência não apresentaram nenhum
tipo de retração, enquanto que um concreto de massa específica convencional
apresentou valores de retração autógena entre 200 e 300 µε. Bentur associou à este
comportamento um processo de hidratação contínua do concreto, propiciado pela
transferência constante de água dos agregados leves saturados, originando até na
expansão da matriz cimentícia de alta resistência. WEBER e REINHARDT (1997)
definiram o processo em questão, como cura autógena do concreto. Pesquisas recentes
em concretos leves autoadensáveis demonstraram que o processo de retração autógena
pode ser significativamente reduzido em concretos contendo agregados leves e
porosos em função do processo de “cura interna melhorada” (COSTA et al., 2010),
descrita por SHI e WU (2005), como resultado do transporte de água dos poros dos
agregados leves para a matriz ligante. O comportamento de diferentes matrizes leves
autoadensáveis, estudadas por Shi e Wu, apresentaram valores de retração autógena
entre 100 e 400 µε. COSTA et al. (2010) apresentaram valores de retração inferiores a
150 µε, aos 140 dias, em concretos leves autoadensáveis de fck entre 50 e 80 MPa.
2.2 Concreto Leve autoadensável fibroso
A utilização de reforço fibroso em concreto vem crescendo bastante nos
últimos trinta anos. O aumento da capacidade de absorção de energia e de cargas de
impacto promovido às matrizes frágeis traduz o sucesso dessa aplicação. Inúmeros são
os trabalhos sobre concreto leve reforçado com fibras e concretos autoadensáveis
fibrosos. No entanto, a presente pesquisa propõe a utilização de concretos leves
autoadensáveis fibrosos. A literatura desta tecnologia contemporânea sobre CLAA não
apresentou pesquisas importantes sobre a incorporação de fibras em sua composição.
Porém, um estudo recente sobre concreto leve autoadensável fibroso, que avaliou a
influencia de fibras de polipropileno nas propriedades mecânicas e frescas do material,
foi considerado para a discussão do tema proposto.
11
As propriedades do concreto no estado plástico são consequentemente afetadas
pela incorporação de reforço fibroso. A trabalhabilidade do material deve ser
comprometida com a incorporação de reforço fibroso, reduzindo proporcionalmente
em relação ao volume de fibras empregado (BENTUR e MINDESS, 2007).
MAZAHERIPOUR et al. (2011) apresentaram que a utilização de fibras
sintéticas de polipropileno afetaram de maneira expressiva o comportamento de
diferentes familias de concreto leve autoadensável no estado fresco. Mesmo com
elevado teor de aditivo superplastificante as matrizes leves autoadensáveis que
obtiveram valores de espalhamento em torno 700 mm quando acrescidas de de 0,3 %
(em volume) de fibras tiveram seus resultados cerca de 300 mm reduzidos. Entretanto,
com menores frações de reforço fibroso, 0,1 % em volume por exemplo, foi possível
manter um comportamento adequado para um concreto autoadensável, com tempo de
fluidez no funil “V” entre 20 e 25 segundos e medidas de espalhamento de cerca de
650 mm.
O comportamento frágil dos concretos sob esforços de tração e flexão pode ser
aprimorado com a adição de fibras, tendo em vista, o seu endurecimento seguido da
ocorrência multipla fissuração após a ocorrência da primeira fissura (NAAMAN e
REINHARDT, 2003). A adição de fibras de polipropileno em concreto leve
autoadensável proporcionou beneficios ao comportamento mecânico do material,
mesmo em famílias de diferentes classes de resistência. Conforme observado por
MAZAHERIPOUR et al. (2011), que avaliaram o comportamento mecânico de
CLAA, a inclusão de baixos teores de fibras, entre 0,1 e 0,3 %, foi suficiente para
elevar os valores de resistência, tanto na flexão quanto na tração, além de proporcionar
ductilidade e maior capacidade de absorção de energia ao material, impedindo a
ruputra frágil da matriz após a ocorrência da primeira fissura.
2.3 Agregados Leves
Todos os tipos de agregados (elementos de fundamental importância para o
estudo realizado) miúdos e graúdos podem ser empregados na produção de CAA, mas
para que a produção de CLAA seja viável, há restrições na escolha de um agregado
adequado. Cerca de 70% do volume de um concreto é composto de agregados
12
(METHA e MONTEIRO, 2008). Este componente determina de forma preponderante
as propriedades do concreto, de acordo com suas características e quantidade utilizada.
Em CLAA a escolha por um agregado de baixa densidade, em relação aos agregados
comuns de areia e rocha, é fundamental para alcance do objetivo relativo ao peso da
estrutura. No entanto, além da massa específica e densidade aparente, outras
propriedades são fundamentais, como inerência química em relação ao cimento e
adições, capacidades de isolamento térmico e acústico, resistência mecânica,
durabilidade e custo. Agregados graúdos de até 20 mm podem ser utilizados, porém,
quanto maior for sua dimensão, maior deverá ser a viscosidade da pasta para evitar a
segregação.
Como já exemplificado anteriormente, sabe-se do uso e conhecimento de
agregados leves em combinação com meios aglomerantes para formação de concreto,
a milhares de anos. E que algumas construções relevantes da historia da arquitetura e
engenharia da antiguidade, utilizaram esta tecnologia, sobretudo no império Romano,
com destaque para o Porto de Cosa, o Coliseu e o domo do Panteão, já ilustrado na
Figura 2.1.
O reduzido peso do agregado leve se deve, em geral, a uma estrutura celular
altamente porosa. Os agregados leves podem ser de origem natural, como pedra pomes
e escória, originados de rochas vulcânicas, ou artificial, produzidos através do
aquecimento de matérias primas provenientes de argilas, ardósia, folhelho, escória de
alto-forno, entre outros. Há uma gama de agregados leves e porosos de reduzida massa
específica, e de acordo com suas propriedades, determinadas aplicações são sugeridas.
METHA e MONTEIRO (2008) apresentaram um espectro de agregados leves
variando entre 80 e 900 kg/m³ (Figura 2.4). De acordo com os requisitos da ASTM C
330 e C 331, agregados estruturais leves devem possuir massa específica menor que
1120 kg/m³ e 880 kg/m³, para agregados miúdos e graúdos, respectivamente.
13
Figura 2.4 – Espectro dos agregados leves (Adaptado de Litvin, A.; Fiorato, A. E., Concr. Int., v. 3, n. 3, p.49,
1981) (METHA e MONTEIRO, 2008).
A utilização de agregados leves para concreto está diretamente ligada à
redução dos impactos gerados pela construção civil, sejam estes sociais, econômicos
ou ambientais, sobretudo no que se diz respeito à utilização de concreto de cimento
Portland. A utilização deste material em conjunto com a tecnologia de concretos
autoadensáveis pode otimizar os processos construtivos, reduzindo peso e seções de
peças estruturais, assim reduzindo custos totais com fundações e estruturas (METHA e
MONTEIRO, 2008), além de facilitar o manuseio e transporte dos elementos; elimina
processos de vibração e adensamento, reduzindo a poluição sonora e melhorando
condições ambientais no entorno das construções; agrega possibilidades de isolamento
térmico e acústico para os elementos produzidos, possibilitando melhores condições
de conforto ambiental para as edificações.
De acordo com BREMNER (1998), em pesquisas nas indústrias Norte
americanas, a fabricação de agregados leve, feitos de xisto, argila e ardósia, usando
fornos rotativos, gera produtos com valores de energia incorporada de 2,51 MJ/kg e
emissões de CO2 equivalente a 129 kg/m3 do total produzido. A partir de um critério
sobre a quantidade de energia incorporada e das emissões de gases de efeito estufa
deste material, seja em sua produção direta, ou quando incorporados ao concreto de
cimento Portland em aplicações estruturais, este material pode fazer uma contribuição
substancial a fim de amenizar os impactos ambientes proveniente do uso do concreto.
14
O aproveitamento das características do agregado leve em beneficio ao meio
ambiente pode ser explorado de muitas maneiras. Como exemplo, temos: manejo de
águas pluviais; redução de custos de transporte, rapidez e facilidade de montagem de
componentes pré-fabricados; melhores condições de isolamento térmico e acústico nas
edificações propiciando redução no consumo energético (BREMNER 1998).
2.3.1. Argila Expandida
“A argila expandida é o produto obtido por aquecimento de alguns tipos de
argila na temperatura em torno de 1200 °C. Próximo desta temperatura, uma parte dos
constituintes do material se funde gerando uma massa viscosa, enquanto a outra parte
se decompõe quimicamente liberando gases que são incorporados por esta massa
sinterizada, expandindo-a em até sete vezes o seu volume inicial.” (MORAVIA,
OLIVEIRA e GUMIERI, 2006). A queima das argilas para a produção de agregados
leves é feita em fornos rotativos ou em fornos de sinterização.
A natureza do agregado leve proveniente de fornos rotativos com a sua
estrutura celular de microporos próximos à superfície que são facilmente saturados, e
com o interior dos poros impossíveis de se saturar, instiga propriedades especiais para
o produto.
A alta porosidade da argila expandida pode proporcionar reduções na
resistência dos concretos, mas, por outro lado obtém boa aderência com a pasta de
cimento hidratada. Este tipo de agregado é normalmente a parte mais frágil do sistema.
Estudos e imagens de microscopia eletrônica de varredura (MEV5) (Figura 2.5)
apresentam que devido à reação pozolânica, a resistência de aderência agregado/pasta
de cimento é geralmente maior do que as partículas de argila expandida. (METHA e
MONTEIRO, 2008). E a aderência pode, ainda, ser melhorada pela água absorvida
pelo agregado no momento da mistura do concreto, que com o tempo, torna-se
disponível para a hidratação do cimento anidro. (MORAVIA, OLIVEIRA e
GUMIERI, 2006).
5 Sigla adotada para referir-se ao ensaio de Microscopia eletrônica de varredura.
15
Figura 2.5 – Microscopia eletrônica de varredura de concreto de agregado leve. (METHA & MONTEIRO,
2008)
Alguns estudos já foram realizados a fim de compreender o comportamento de
argilas expandidas para uso em concreto leve. A caracterização física e microestrutural
do material apresentada por MORAVIA et al. (2006), apresentou fundamentos sobre a
importância das propriedades microestruturais da argila expandida para a fabricação
de concretos, auxiliando na compreensão das reações físico-químicas que ocorrem na
sua interface com a matriz cimentícias. Algumas das principais características
avaliadas pelo autor estão descritas e apresentadas na Tabela 2.3, com resultados dos
ensaios de porosimetria por intrusão de mercúrio e composição química e, através de
imagens obtidas por MEV (Figura 2.6) a morfologia celular das superfícies externa e
interna da argila expandida.
Tabela 2.3 – Resultados dos ensaios de porosimetria por intrusão de mercúrio e composição química da
argila expandida. (MORAVIA et al., 2006).
16
(a) (b)
Figura 2.6 – Imagens de MEV da argila expandida: (a) superfície externa (300X); (b) superfície interna
(300X). (MORAVIA et al., 2006).
17
3 MÉTODOS DE ENSAIOS
As metodologias empregadas para caracterização dos materiais e concretos
estudados serão apresentadas neste capítulo. Os ensaios utilizados foram, sempre que
possível, baseados em procedimentos normalizados e, aqueles que porventura não se
enquadraram dentro das metodologias normativas são apresentados detalhadamente.
3.1 Classificação Granulométrica
A determinação da distribuição de tamanho das partículas foi de grande
importância para caracterização dos materiais finos, cimento Portland e cinza volante,
e dos agregados leves e convencionais. Duas técnicas foram empregadas:
peneiramento mecânico a seco para os agregados e análise a laser para os finos. A
classificação por peneiramento foi executada de acordo com a NM 248 (2003) com
emprego de conjunto de peneiras (com aberturas entre 75 μm e 19 mm) acopladas a
um agitador mecânico. As amostras foram previamente secas em estufa à temperatura
de 80°C ± 5°C, por 24 horas.
Segundo parâmetros utilizados por CORDEIRO (2006), os ensaios via
analisador de partículas a laser (Malvern Martersizer) foram conduzidos com lente 100
(0,5 – 180 μm), álcool etílico absoluto P.A. (meio suspensor) e ultra-som, durante 60
segundos. A quantidade de material em solução foi determinada de forma que a
obscuração, medida pelo analisador, apresentasse valor entre 20% e 25%. Para
18
caracterização foram utilizados valores característicos de D10, D50 e D90, tamanhos de
partículas abaixo dos quais se encontram 10%, 50% e 90% da massa do material,
respectivamente. As análises foram realizadas no Laboratório de Estruturas do
Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ.
3.2 Composição Química
Para a determinação da composição química dos materiais finos, cimento
Portland e cinza volante, foi empregada análise por espectrometria de fluorescência de
raios X, em equipamento Philips, modelo PW 2400, com tubo de 3 kW e alvo de ródio
(Rh). As amostras (em pó) foram secas em estufa e prensadas com ácido bórico
formando um disco. Os resultados são apresentados na forma percentual dos seguintes
óxidos: SiO2, Al2O3, Fe2O3, CaO, Na2O, K2O, MnO, TiO2, MgO, BaO e P2O5. As
análises foram realizadas no Laboratório de Estruturas do Programa de Engenharia
Civil da COPPE/UFRJ.
3.3 Massa Específica e Absorção Total
Valores de massa específica do cimento Portland, cinza volante e da areia
natural quartzosa foram determinados através de picnômetro a gás, modelo Accupyc
da Micromeritics. O método de picnometria a hélio consiste na determinação do
volume de uma massa conhecida de amostra através da variação de pressão do gás em
um volume calibrado. As amostras foram previamente secas em estufa à temperatura
de 80°C ± 5°C, por 24 horas. As análises foram realizadas no Laboratório de
Estruturas do Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ.
Para os agregados leves, graúdo e miúdo, as especificações de NM 53 e NM 52
(2003) respectivamente, foram adotadas. Porém, a ausência de uma metodologia
específica para agregados leves e dificuldades encontradas durante a realização do
ensaio, tornou necessária uma adaptação, chegando ao seguinte procedimento: após
preparar a amostragem segundo a metodologia descrita nas referidas normas, o
material foi inserido entre duas peneiras, com abertura de malha igual ou inferior ao
tamanho de suas partículas, fixadas por meio de um arame, em uma balança com
dispositivo no centro do prato da balança adequado para mantê-la suspensa na água.
19
Um recipiente estanque contendo água foi utilizado para submergir as peneiras com a
amostra. A utilização deste aparato (Figura 3.1) foi idealizada procurando impedir que
alguns grãos, muito leves (massa específica inferior à da água), ficassem
sobrenadando na superfície da água, e assim invalidassem a realidade dos valores
registrados na balança.
Para a avaliação da capacidade de absorção de água dos agregados, após
submergir o material dentro das peneiras, valores de massa foram registrados de
acordo com os seguintes intervalos de tempo: a cada minuto durante os 10 primeiros
minutos; a cada 5 minutos até a primeira meia hora; a cada 30 minutos até completar 2
h e 30 min de ensaio; após esse tempo, o processo de absorção se apresentou mais
estável e os intervalos de registro se tornaram maiores e irregulares, não interferindo
na análise realizada.
Figura 3.1 – Aparato utilizado para ensaio de massa específica e absorção para os agregados leves.
20
3.4 Compacidade
O modelo de Empacotamento Compressível (MEC), adotado para a dosagem
dos concretos e que será discutido em capítulo posterior, se fundamenta em diversas
propriedades das matérias-primas e dos concretos envolvidos. E a compacidade
experimental é uma das propriedades imprescindíveis. Para sua determinação são
realizados dois ensaios: demanda d’água (materiais finos); e ensaio de compressão e
vibração (agregados).
3.4.1. Ensaio de Demanda d’água
A compacidade experimental dos materiais finos, cimento Portland e cinza
volante, foi determinada pelo método de demanda d’água, abordado por (DE
LARRARD, 1999). O ensaio objetiva o máximo empacotamento das partículas do
material. Esta avaliação é feita através da adição progressiva de água. As diferentes
fases do material durante a realização do ensaio são: estado seco (Figura 3.2a); o
estado pendular (Figura 3.2b); estado funicular (Figura 3.2c); e o estado capilar
(Figura 3.2d).
Para a realização do ensaio são necessários os seguintes equipamentos: um
misturador planetário, uma balança com precisão de 0,01g, um pissete com capacidade
para 500 ml para água e duas espátulas. Explicações mais detalhadas sobre a
metodologia de ensaio são abordadas por (FORMAGINI, 2005).
(a) (b)
21
(c) (d)
Figura 3.2 – fases do empacotamento durante o ensaio de demanda d’água com cimento Portland CPV -
ARI: (a) estado seco; (b) estado pendular; (c) estado funicular; e (d) estado capilar, ponto de demanda
d’água. De acordo com FORMAGINI (2005).
3.4.2. Ensaio de Compactação mecânica e Vibração
Para a determinação da compacidade experimental das partículas maiores que
100 μm, o procedimento de empacotamento proposto por DE LARRARD (1999), que
sugere uma compressão mecânica associada a um efeito de vibração, foi adotado. O
ensaio prevê a utilização de um volume padrão de material (agregados graúdos e
miúdos) em cilindro metálico (posicionado sobre uma mesa vibratória) de dimensões
iguais a: 160 mm de diâmetro e 320 mm de altura; aplicando sobre este uma pressão
de 10 kPa, introduzindo um pistão maciço de peso aproximado a 200 N.
O volume padrão do cilindro é preenchido por massas de agregados miúdos e
graúdos iguais a 3,0 kg e 7,5 kg, respectivamente. Porém, para a realização do ensaio
com agregados leves de argila expandida a massa utilizada foi reavaliada para o
correto preenchimento do volume padrão. Os valores de massa adotados foram de 3,25
kg e 2,10 kg para os agregados leves graúdos e miúdos, respectivamente. Em seguida,
registra-se a altura do pistão introduzido e a mesa vibratória é acionada com
frequência de 68 Hz por um período de 3 min. Após vibração, a altura do material
compactado é determinada, registrando-se novamente a altura do pistão. E o cálculo da
compacidade pode ser realizado pela equação 3.1.
(3.1)
22
Onde:
C = compacidade;
Ms = massa de material seco;
Dc = diâmetro interno do cilindro;
h = altura da camada de material compactada ao final do ensaio;
δ = massa específica do material.
A metodologia empregada, segundo SILVA (2004), é uma adaptação ao
procedimento elaborado por DE LARRARD (1999), no que se refere a modificações
aplicadas sobre amplitude e intervalo de tempo do ensaio.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 3.3 – Etapas do ensaio de compressão e vibração: (a) preenchimento do cilindro com a amostra; (b)
introdução do pistão no cilindro para posterior vibração; (c) catetômetro para registro da altura do pistão
antes e depois do processo de vibração; (d) amostra do agregado graúdo leve de argila expandida após o
ensaio.
23
3.5 Ensaio de Compatibilidade e Ponto de Saturação
Aditivos químicos superplastificantes são fundamentais para a dosagem e
produção de concretos autoadensáveis. E a caracterização do dispersante é importante
para melhor aproveitamento e aplicação em concreto. Para avaliar a compatibilidade e
ponto de saturação do dispersante adotado realizou-se o ensaio de fluidez de pastas de
cimento através do funil de Marsh (DE LARRARD, 1999).
O ensaio mede o tempo que 1 litro de pasta leva para fluir através do funil com
diâmetro pré-determinado de 5 mm, neste caso. Medições de tempo de escoamento
após a mistura foram feitas aos 5, 30 e 60 minutos. As pastas confeccionadas tinham
relação água/cimento constantes, iguais a 0,35 e os teores de aditivos
superplastificantes variaram de 0,0 a 1,0% em relação à massa de cimento. Os
equipamentos utilizados durante a realização do ensaio são apresentados na Figura 3.4
de (FORMAGINI, 2005).
(a) (b) (c)
Figura 3.4 – Equipamentos e etapas do ensaio de compatibilidade: (a) misturador industrial; (b) funil de
Marsh; (c) proveta preenchida com a pasta de cimento ensaiada. (FORMAGINI, 2005).
“O ponto de saturação do dispersante em relação ao cimento ocorre quando a
superfície das partículas de cimento não consegue mais absorver as moléculas do
dispersante que se encontram livres na fase líquida.” (FORMAGINI, 2005).
Proporcionando, assim, o máximo de dispersão das partículas de cimento, concluindo-
se que a partir desse ponto, aumentar a quantidade de superplastificante não mais
24
influenciará significativamente sobre a dispersão. A dosagem de saturação é expressa
em percentual de sólidos do aditivo superplastificante em relação à massa total de
cimento.
3.6 Ensaios de Caracterização Reológica
Concretos autoadensáveis possuem propriedades reológicas de elevada fluidez
e trabalhabilidade. Um concreto considerado autoadensável, deve, basicamente,
possuir três características muito bem definidas: fluidez, coesão e resistência à
segregação (SCC European Work Group, 2005). Neste trabalho, os ensaios adotados
para avaliar o comportamento dos concretos no estado fresco foram: abatimento e
espalhamento do tronco de cone (NBR NM 67, 1998), espalhamento do cone
invertido, funil “V” e teor de ar aprisionado (NBR NM 47, 2002).
3.6.1. Abatimento e Espalhamento do Tronco de Cone
O ensaio de abatimento do tronco de cone de Abrams é o método mais comum
para avaliação de propriedades do concreto no estado plástico devido a sua facilidade
de execução. Neste caso, o valor da altura do concreto após a retirada do molde
(Figura 3.5a e Figura 3.5b) é um indicativo da consistência do concreto, conforme
NBR NM 67 (1998). No mesmo teste, o espalhamento foi avaliado pela média de duas
medidas da circunferência formada pelo concreto em duas direções ortogonais (Figura
3.5c). A capacidade de fluidez do concreto também foi avaliada com a medição do
espalhamento através do abatimento com o tronco de cone invertido (Figura 3.5d).
25
(a) (b)
(c) (d)
Figura 3.5 – (a) ensaio de abatimento do tronco de cone; (b) medida de abatimento; (c) medida de
espalhamento; (d) ensaio com o cone invertido.
3.6.2. Fluidez no funil “V”
O ensaio de fluidez em funil “V” permite analisar a capacidade de fluidez e
viscosidade de concretos autoadensáveis. O tempo total necessário para a mistura
fresca fluir através do funil é medido. Os resultados deste ensaio indicam
determinadas características de fluidez do concreto. Pouco tempo de escoamento
indica grande fluidez; muito tempo de escoamento indica baixa fluidez; entupimento
da abertura inferior indica dificuldades para lançar e adensar o concreto. O aparato
necessário para a realização do teste com o funil “V” e suas dimensões foi ilustrado
nas imagens da Figura 3.6 (a) e (b).
26
(a) (b)
Figura 3.6 – Aparato para realização do ensaio: (a) funil “V”; (b) dimensões do funil.
27
3.7 Absorção Total de Água
O ensaio de absorção total de água possibilita a determinação do índice de
vazios (Iv), da absorção de água por imersão (Ai), e de valores de massa específica
seca, saturada e real (γs, γsat e γ, respectivamente) dos concretos endurecidos. O teste
foi realizado de acordo com NBR 9778 (2005) em corpos-de-prova cilíndricos com
100 mm de diâmetro e 100 mm de altura. Como o cálculo de Iv está associado ao
volume total de poros acessíveis à água e não reflete a facilidade com a qual a água
penetra no concreto; alguns autores o chamam de porosidade total. O cálculo dessas
propriedades foi realizado a partir das Equações 3.2, 3.3, 3.4, 3.5 e 3.6.
(3.2)
(3.3)
(3.4)
(3.5)
(3.6)
Para:
msat = massa do corpo-de-prova saturado após imersão e fervura;
ms = massa do corpo-de-prova seco em estufa;
mi = massa do corpo-de-prova saturado e imerso em água;
28
3.8 Propriedades Mecânicas
Uma vez que o trabalho envolve a utilização de agregados leves e menos
resistentes do que os convencionais, além de um material cimentícios suplementar,
caracterizar mecanicamente o comportamento dos CLAA produzidos foi fundamental.
A avaliação das propriedades mecânicas foi realizada a partir de ensaios de resistência
à compressão, resistência à tração na flexão e tração direta. Todos os testes foram
realizados em prensa servo-controlada Shimadzu, modelo UH-F1000kNI, com
capacidade total de carregamento de 1000 kN.
3.8.1. Resistência a Compressão e Módulo de Elasticidade
A resistência à compressão uniaxial e o módulo de elasticidade dos concretos
produzidos foram determinados segundo as prescrições da NBR 5739 (2007), com uso
de corpos-de-prova cilíndricos de 100 mm de diâmetro e 200 mm de altura. Os corpos-
de-prova tiveram suas extremidades regularizadas e paralelizadas com auxílio de um
torno mecânico. A regularização é fundamental para evitar a concentração de tensões
na face do corpo-de-prova.
Os ensaios foram realizados após 1, 3 e 7 dias de cura. Aos 28 dias, além da
carga de ruptura, o comportamento tensão versus deformação foi obtido com emprego
de transdutores elétricos (LVDT) para medição dos deslocamentos longitudinais,
acoplados à região central dos corpos-de-prova, conforme ilustrado na Figura 3.7. A
curva tensão versus deformação permite o cálculo do módulo de elasticidade (Equação
3.7), conforme NBR 8522 (2003).
Para os ensaios de compressão sem a aquisição, a velocidade de carregamento
utilizada foi de 0,3 mm/min. Para o ensaio aos 28 dias, por sua vez, a velocidade de
carregamento da prensa foi de 0,025 mm/min e os sinais de força e deslocamento
foram registrados pelo sistema de aquisição de dados “ADS 2000”, de 16 bits, da
marca Lynx, com o auxílio do software AQdados.
(3.7)
29
Onde:
E = módulo de elasticidade;
σ2 = tensão de compressão correspondente a 40% da carga última;
σ1 = tensão de compressão correspondente à deformação axial, ε1, de 5.10-5
;
ε1 = deformação axial igual a 5.10-5
;
ε2 = deformação axial produzida pela tensão σ2.
Figura 3.7 – Configuração do ensaio de resistência à compressão.
30
3.8.2. Resistencia a tração na flexão
Os ensaios de resistência à tração na flexão foram feitos com amostras
prismáticas de 100 x 100 x 400 mm, com vão livre igual de 300 mm de altura,
conforme procedimentos sugeridos pela NBR NM 55 (1996). Para cada mistura
realizada, quatro corpos-de-prova foram ensaiados e curvas carga versus deslocamento
dos concretos foram obtidas aos 28 dias de idade. Os ensaios foram realizados com
controle de deslocamento do travessão a uma taxa de carregamento de 0,1 mm/min.
Os ensaios de resistência à tração na flexão permitiram a obtenção dos valores
de carga de ruptura e deslocamento no meio do vão livre. Os deslocamentos foram
obtidos por meio de LVDT acoplado a um dispositivo tipo Yoke posicionado a meia
altura da amostra prismática (Figura 3.8).
Figura 3.8 – Configuração do ensaio de resistência à tração na flexão. (fonte: VELASCO, 2008)
Admitindo-se uma distribuição linear das tensões e deformações, a resistência
de primeira fissura e a tensão máxima pós-fissuração foram calculadas a partir da
Equação 3.8.
(3.8)
Onde:
M = momento fletor;
b = base do corpo-de-prova;
h = altura do corpo-de-prova.
31
3.8.3. Resistência à Tração Direta
Para os ensaios de resistência à tração direta foram utilizados moldes
prismáticos de 100 x 100 x 400 mm. No interior dos moldes, havia redutores de seção
em aço. Todos os corpos-de-prova moldados foram cortados ao meio, na direção
longitudinal, a fim de produzir duas amostras para o ensaio. O procedimento adotado é
o mesmo desenvolvido por LIMA (2004) com as adaptações de VELASCO (2008),
segundo ilustrado nas imagens da Figura 3.9.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 3.9 – Ensaio de resistência à tração direta: (a) moldes com redutores de seção (VELASCO, 2008); (b)
dimensões das amostras em mm (VELASCO, 2008); (c) Configuração dos LVDT’s na região central da
amostra; e (d) amostras após o ensaio realizado.
Os ensaios foram realizados com controle de deslocamento do travessão a uma
taxa de 0,1 mm/min. Um sistema com dois LVDT’s fixados à região central dos
corpos-de-prova (Figura 3.9c) foi utilizado para a determinação dos deslocamentos
axiais. A aquisição de dados, de carga e deslocamento axial foi realizada pelo sistema
“ADS 2000”, 16 bits, da marca Lynx.
32
Os valores de tensão foram calculados a partir da Equação 3.9.
(3.9)
Onde:
F = carga aplicada;
b = largura do corpo-de-prova (seção central);
e = espessura do corpo-de-prova.
3.9 Propriedades Térmicas
A avaliação do comportamento térmico do CLAA é fundamental para o estudo
realizado. A verificação das propriedades de isolamento térmico do material proposto
pode sugerir excelentes condições para que o material propostos se apresente eficiente
energeticamente quando aplicado às construções. Para tanto, ensaios de calor
específico (NBR 12817/1993) e difusividade térmica (NBR 12818/1993) foram
realizados em diferentes misturas de CLAA e em uma mistura de CAA para comparar
a influência dos agregados leves porosos frente aos convencionais.
A propriedade capaz de demonstrar a capacidade que o concreto tem de
conduzir calor é denominada de condutividade térmica, definida como o fluxo de calor
transmitido através de uma espessura unitária numa direção normal a uma superfície
de área unitária devido à um gradiente de temperatura entre faces paralelas.
(ANDRADE, 1997; FROTA et al., 2003). Os valores de condutividade térmica para o
presente estudo foram obtidos analiticamente através da Equação 3.10, em função dos
resultados experimentais de calor específico e difusividade térmica, além da massa
específica dos concretos analisados. Os valores de calor específico e difusividade
térmica, adotados para o cálculo, foram referentes aos resultados obtidos nas
temperaturas de 25 e 20ºC respectivamente em cada um dos ensaios.
(3.10)
Para:
k = Condutividade térmica, em J/(m.s.K); W/(m.K); ou W/(m.ºC)
33
h2 = difusividade térmica, em m2/dia.
C = Calor específico, em J/(kg.K)
γ = Massa específica, em kg/m3.
3.9.1. Calor Específico
O ensaio de calor específico é capaz de fornecer a quantidade de calor
necessário para elevar a temperatura da massa unitária do concreto em 1ºC. Corpos de
prova cilíndricos com 200 mm de diâmetro e 400 mm de altura com um orifício de 38
mm ao longo do comprimento foram utilizados na presente pesquisa. A Figura 3.10
apresenta o molde de preparação das amostras e o equipamento utilizado para
realização do teste. Para determinação do calor específico, dois corpos-de-prova foram
utilizados com a realização de três ensaios simultâneos para cada, em temperaturas
que variaram entre 20ºC e 60ºC. Os procedimentos e equipamentos utilizados para a
determinação do calor específico estão apresentados na Figura 3.10 e foram os
mesmos adotados por VELASCO (2008). Uma descrição sumária da metodologia
abordada será apresentada a seguir, e detalhes mais específicos podem ser encontrados
em trabalho realizado por ANDRADE (1997).
(a) (b) (c)
Figura 3.10 – (a) molde utilizado para preparação do corpo-de-prova; (b) moldagem sendo realizada; (c)
equipamento adotado para realização do ensaio.
34
Posicionados no orifício central do corpo-de-prova, uma resistência elétrica
fornece o calor, e uma hélice é responsável pela agitação da água dentro de um
recipiente interno do equipamento. Este foi preenchido com 6,2 litros de água e o
corpo-de-prova, previamente pesado, foi imerso. A temperatura de ensaio foi medida
por um termômetro inserido no interior do recipiente e conectado a um sistema de
aquisição dos dados. A quantidade de energia usada para elevar a temperatura do
corpo-de-prova foi registrada por um wattímetro conectado ao equipamento. Uma
paina isolante foi utilizada de forma a impedir a dispersão do calor e uma tampa
externa foi inserida, mantendo-se o alinhamento do eixo da hélice, assim como o
posicionamento do termômetro e da resistência elétrica.
O ensaio foi realizado com o concreto na condição de saturação com superfície
seca (SSS) e o cálculo do calor específico é dado pela Equação 3.11.
(3.11)
Onde:
C = calor específico, em J / (kg. K) ou cal / (g.ºC);
Ecp = energia absorvida pelo corpo de prova, em J ou cal;
m = massa do corpo de prova, em kg ou g;
Δt = variação de temperatura durante o ensaio.
Cabe ressaltar que a influência da idade do material sobre os resultados de
calor específico não é significativa. Em experimentos do US Bureau of Reclamation,
não houve interferência nos resultados do calor específico com a idade de ensaio
(ANDRADE, 1997). Neste trabalho, os testes de condutividade foram realizados em
corpos de prova com idades entre 28 e 45 dias de cura.
3.9.2. Difusividade Térmica
A difusividade térmica avalia, como o próprio nome expressa, a capacidade de
difusão de calor e a facilidade com que material em questão sofre variações de
35
temperatura. Segundo ANDRADE (1997), assim, como no ensaio de calor específico,
a idade do material não interfere significativamente nos resultados obtidos. O ensaio
de difusividade também foi realizado em corpos-de-prova cilíndricos com diâmetro de
200 mm e 400 mm de altura, porém, moldado com um orifício central de 10 mm (± 1
mm) até metade de seu comprimento. As amostras foram concretadas em uma forma
metálica com haste central para correto posicionamento e tamanho do orifício central
(Figura 3.11).
(a) (b)
Figura 3.11 – (a) molde utilizado para preparação do corpo-de-prova; (b) moldagem sendo realizada.
Para determinação da difusividade térmica, dois corpos-de-prova de cada
mistura foram ensaiados a três diferentes temperaturas: 20, 40 e 60ºC. Para a
temperatura de 20ºC, o corpo de prova foi mantido saturado em água até a
estabilização de sua temperatura. Para atingir as temperaturas de 40 e 60ºC, as
amostras foram aquecidas por resistências elétricas em um tanque com água, situado
em uma sala climatizada a 40ºC (Figura 3.12a) e sua temperatura foi monitorada por
um termômetro inserido no orifício central do corpo-de-prova.
Em seguida, o corpo-de-prova foi transferido para um novo tanque com água
em uma câmara climatizada a 4ºC (± 2ºC), quando sua temperatura, estabelecida para
ensaio, foi alcançada. O resfriamento foi realizado em um banho a temperatura média
de 4ºC (± 0,05ºC) e foi monitorado por um termômetro (Figura 3.12b). Durante os
primeiros minutos do ensaio, com a imersão do corpo (recém-aquecido) na água
36
gelada, a temperatura do banho apresentou muita instabilidade e sua regularização foi
feita com adição de gelo moído (Figura 3.12c). O ensaio fornece a curva de
resfriamento do corpo-de-prova com base na sua temperatura inicial até a temperatura
de estabilização com o banho à 4ºC (± 0,05ºC). Os valores de temperatura obtidos
durante o resfriamento são registrados a cada 5 minutos por meio de um sistema de
aquisição (Figura 3.12d) conectado aos termômetros.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 3.12 – (a) tanque e resistências, utilizados para aquecimento dos corpos-de-prova; (b) tanque
utilizado para resfriamento e posicionamento do termômetro (c) regularização da temperatura na câmara a
4ºC através da adição de gelo moído; (d) modelo de data logger para aquisição das temperaturas durante o
ensaio.
37
Para o correto procedimento de cálculo da difusividade térmica adotou-se a
mesma metodologia empregada por VELASCO (2008), baseada em uma tabela
elaborada pelo U.S Bureau of Reclamation. Os ábacos e tabelas utilizados neste
cálculo são baseados em equações de trocas de calor, e podem ser compreendidos em
ANDRADE (1997). O cálculo é, então, realizado com o auxílio de ábacos e relações
entre a temperatura de resfriamento do corpo-de-prova e a temperatura do banho, e
entre diâmetro do corpo de prova e tempo decorrido de ensaio.
3.10 Retração
Alterações estruturais em concretos quando promovidas independentes da
atuação de carregamentos externos são originadas pela oscilação de umidade no
interior do material. Gerada pelo movimento de água na microestrutura do concreto, a
deformação de retração autógena é provocada devido ao sucessivo consumo de água
pelas reações de hidratação do cimento Portland. A deformação por secagem provém
das variações de umidade entre o concreto, já endurecido, e o meio exterior.
As variações dimensionais nas diferentes misturas de CLAA foram analisadas
através de ensaios de retração autógena e retração por secagem. Ambos os testes foram
realizados em elementos prismáticos de concreto com dimensões 75 x 75 x 285 mm.
3.10.1. Retração Autógena
O aparato e os procedimentos adotados para realização do ensaio de retração
autógena basearam-se em estudos já realizados no Labest/COPPE, e podem ser
encontrados detalhadamente em FORMAGINI (2005) e VELASCO (2008). Os
concretos foram moldados em formas metálicas revestidas por placas teflon6, com
espessura de 2 mm, posicionadas em suas faces interiores de maneira a não restringir
as variações volumétricas decorrentes do processo de retração (Figura 3.13a). Pinos
metálicos atravessando o orifício nas laterais das formas e placas de teflon permitiram
a leitura das variações dimensionais (Figura 3.13b). Antecedendo o processo de
lançamento do concreto aos moldes, a distância interna entre os pinos metálicos foi
6 Material sintético adotado que possui excelentes propriedades de antiaderência.
38
definida com o comprimento original do corpo-de-prova utilizado no cálculo das
deformações de retração autógena.
(a) (b)
Figura 3.13 – (a) preparação da forma metálica revestida com películas de teflon; (b) detalhe do
posicionamento do pino metálico.
Termopares tipo J foram posicionados a meia altura da amostra através de um
pequeno orifício feito no centro da última placa de teflon posicionada no topo do
molde, ao final do lançamento do concreto. Então, os moldes foram envolvidos por
camadas de filme plástico nas duas direções a fim de impedir a perda de água para o
meio. Para identificação do tempo de pega, os termopares foram conectados a um
sistema de aquisição de dados (MyPCLab) para monitoramento da elevação de
temperatura das amostras nas primeiras idades. (Figura 3.14a, b, c).
Os deslocamentos foram monitorados em quatro corpos-de-prova. Durante as
medições realizadas no interior do molde, dois corpos-de-prova tiveram leituras de
deslocamento via LVDT’s fixados a bases magnéticas e posicionados nos pinos
metálicos das amostras. A aquisição dos deslocamentos foi feita através do sistema
“ADS 2000”, 16 bits, da marca Lynx com o auxílio do programa AQdados. Os outros
dois corpos-de-prova tiveram suas leituras indicadas por relógios comparadores,
também fixados em base magnética (Figura 3.14d). Os moldes permaneceram nesta
configuração até que a igualdade entre as temperaturas da sala e da amostra fosse
atingida. Em seguida, os corpos-de-prova foram desmoldados e selados com filmes
plásticos e fita alumínio (Figura 3.14e). Nesta etapa as leituras foram realizadas com
relógios comparadores para todas as quatro amostras (Figura 3.14f). Essa configuração
permaneceu até o fim do ensaio.
39
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 3.14 – (a) lançamento da mistura fresca nos moldes e posicionamento do termopar; (b) termopar
ajustado; (c) selagem do molde com filme plástico; (d) amostras seladas e os dispositivos de leitura
posicionados para ensaio no interior dos moldes; (e) amostras desmoldadas e seladas com filme plástico e fita
alumino; e (f) Configuração final do ensaio, posicionamento das amostras e relógios comparadores.
40
A medida da deformação de retração autógena é dada pela Equação 3.12.
(3.12)
Onde:
ε = deformação de retração autógena;
ΔL = variações dimensionais;
L = distância entre os pinos no interior do molde (leitura de referência).
3.10.2. Retração por Secagem
Assim como no ensaio de retração autógena, o aparato e os procedimentos
adotados para realização das análises de retração por secagem basearam-se em estudos
já realizados (FORMAGINI (2005) e VELASCO (2008)). Neste caso, os moldes
foram montados com pinos em orifícios centrais das laterais das formas. A distância
entre os pinos no interior do molde foi fixada em 250 mm, e foi utilizada durante o
cálculo das deformações provenientes da retração. Após lançamento do concreto às
formas, os corpos-de-prova foram mantidos em cura úmida durante 24 horas.
Após esse período, os corpos de prova foram desmoldados e mantidos em cura
úmida até os 28 dias, quando se iniciaram as leituras de variação dimensional e de
massa. Um relógio comparador digital7 fixado a uma base metálica foi responsável por
indicar as variações de comprimento dos corpos-de-prova posicionados verticalmente
entre ambos (Figura 3.15b e c). As variações de massa ao longo do tempo foram
obtidas em uma balança analítica (Figura 3.15a). Os corpos-de-prova foram mantidos
em sala climatizada, com controle de temperatura (21°C ± 2) e umidade (50% ± 2).
Durante as primeiras semanas de ensaio, leituras constantes foram realizadas entre três
e quatro vezes por dia. A frequência de leituras foi reduzida conforme as variações
diminuíram.
7O relógio comparador foi zerado com uma barra de referência Invar, usinada em aço inox,
antes da realização das leituras.
41
(a) (b) (c)
Figura 3.15 – (a) balança para registro das variações de massa em função do tempo; (b) relógio comparador
zerado com auxílio da barra de referência; e (c) registro da variação dimensional da amostra.
A medida da deformação de retração por secagem também é dada pela equação
3.12 e os valores de perda de massa conforme a equação 3.13 a seguir.
(3.13)
Onde:
W = perda de massa;
mf = massa da amostra em instantes sucessivos em função do tempo;
mi = massa inicial da amostra após 28 dias de cura úmida.
42
4 CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS
A coleta e caracterização dos materiais empregados na pesquisa são
apresentadas neste capítulo.
4.1 Materiais cimentícios
Neste trabalho, optou-se pela utilização de um cimento Portland sem adições
minerais, de alta resistência inicial, CPV-ARI, produzido pela Lafarge em
conformidade com a NBR5733 (1991), por se tratar do desenvolvimento de um
material destinado à produção de elemento pré-fabricado. O cimento utilizado foi
proveniente de um único lote de produção.
A cinza volante foi utilizada como material pozolânico suplementar. Um
material comum na produção de concretos autoadensáveis, a cinza volante foi
fundamental na etapa de desenvolvimento e dosagem dos CLAA, além de ter sido
adotado como um aditivo substituto parcial de cimento para todas as misturas
produzidas. A cinza Pozofly utilizada foi produzida no interior de Santa Catarina e
comercialmente distribuída no Brasil, e foi proveniente de um único lote de produção.
A caracterização dos materiais finos foi realizada no Laboratório de Estruturas
do Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ. Os resultados dos ensaios de
composição química, massa específica, compacidade e granulometria (diâmetros D80 e
D50) estão apresentados na Tabela 4.1. As curvas granulométricas (Figura 4.1) dos
43
materiais indica a semelhança entre o tamanho de partículas do cimento CPV e da
cinza volante, ambos variando de 0,5 a 150 μm.
Tabela 4.1– Composição química, propriedades físicas e diâmetro das partículas do cimento Portland e da
cinza volante adotados.
Determinações
Composição (%)
Propriedades físicas
Materiais
CPV
ARI
Cinza
Volante CPV
ARI
Cinza
Volante
CaO 70,856 1,94
M. específica (kg/m³) 3208,6 2404,7
SiO2 13,096 51,58
Compacidade 0,53 0,54
SO3 5,751 1,51
Al2O3 4,299 32,65
Fe2O3 4,276 5,8
K2O 0,943 3,39
SrO 0,307 0,03
TiO2 0,246 1,3
Diâmetro
Materiais
MnO 0,15 0,05
CPV
ARI
Cinza
Volante
ZnO 0,055 0,04
D80 (μm) 32,64 65,75
CuO 0,019 -
D50 (μm) 12,55 18,98
Figura 4.1 – Curvas granulométricas do cimento Portland e cinza volante.
0,01 0,1 1 10 100 1000 10000
Tamanho de partículas (µm)
0
20
40
60
80
100
Mas
sapas
sante
(%)
44
4.2 Agregados
Para a dosagem e produção dos CLAA foram adotados agregados naturais e
leves (argila expandia). Como agregado miúdo, areia natural quartzosa, proveniente do
Rio Guandu, no Rio de Janeiro, e argila expandida fina (AEf) com granulometria
equivalente a da areia, partículas de dimensão máxima igual a 4,75 mm. A utilização
dos agregados miúdos na dosagem das misturas procedeu com a utilização de 100% de
areia natural ou substituindo-a parcialmente por AEf. Como agregado graúdo adotou-
se apenas argila expandida grossa (AEg), com dimensão máxima de 12,5 mm,
equivalente à brita zero.
Os agregados leves de argila expandida são produzidos em grandes fornos
rotativos, utilizando argilas especiais que se expandem a altas temperaturas (1100ºC).
A produção do material adotado é realizada pela empresa Cinasita, localizada no
estado de São Paulo e comercialmente distribuída pelo país. As frações utilizadas no
trabalho equivalem a dois tipos dos comercializados: 0500 correspondente aos grãos
de tamanho máximo de 5 mm (denominada, neste trabalho, por AEf); e 1506
correspondentes aos grãos entre 5 e 15 mm (denominada por AEg).
Um CAA de massa específica convencional foi produzido à fim compará-lo
aos CLAA desenvolvidos, para esta mistura utilizou-se apenas agregados naturais de
areia e brita. Propriedades físicas de massa específica, absorção e compacidade dos
agregados, estão descritas na Tabela 4.2, além da classificação granulométrica. As
propriedades granulométricas dos agregados miúdos e graúdos se mostraram
equivalentes entre si, e podem ser verificadas na Figura 4.2.
Agregados leves são muito porosos e possuem elevado índice percentual de
absorção de água, principalmente se comparado aos agregados naturais. A figura 4.3
apresenta o percentual de absorção dos agregados leves em função do tempo, com
destaque para os primeiros 30 minutos de ensaio.
45
Tabela 4.2 – Características físicas e granulométricas dos agregados.
Propriedades físicas Agregado miúdo Agregado graúdo
Areia AEf Brita 0 AEg
M. específica (Kg/m³) 2667,9 1541,4 2640,0 956,4
Absorção (%) 1,40 6,45 0,94 13,95
Compacidade 0,60 0,77 0,55 0,66
Propriedades
granulométricas
Agregado miúdo Agregado graúdo
Areia AEf Brita 0 AEg
Dimensão máxima 2,36 4,75 9,5 12,5
Módulo de finura 2,64 3,34 - -
Classificação média média - -
Figura 4.2 – Curvas granulométricas dos agregados graúdos e miúdos.
0,01 0,1 1 10 100
Tamanho de partículas (µm)
0
20
40
60
80
100
Mas
sapas
sante
(%)
46
(a) (b)
Figura 4.3 – (a) Percentual de absorção dos agregados leves de argila expandida; (b) ampliação, no detalhe,
dos 35 minutos iniciais de ensaio.
4.3 Fibras
Dois tipos de fibras, de aço e de sisal, foram empregados às matrizes de CLAA
desenvolvidas a fim de verificar as diferentes influências destas nos comportamentos
reológico, mecânico, térmico e de variações dimensionais. A dosagem das misturas
ocorreu sem as fibras, e a fração volumétrica adotada para ambas foi de 0,5% em
substituição ao volume equivalente de agregado graúdo de argila expandida. É
importante ressaltar que a utilização de materiais de propriedades tão distintas não
objetivou a comparação entre eles, mas sim os diferentes efeitos proporcionados por
esses materiais nos concretos produzidos.
As principais características das fibras adotadas estão descritas neste capítulo e
apresentam-se a seguir.
4.3.1. Fibras de aço
Fibras de aço foram empregadas nas duas diferentes misturas de CLAA
desenvolvidas a fim de avaliar sua influência nas propriedades do estado fresco e
endurecido dos concretos. As fibras adotadas foram produzidas e comercializadas no
Brasil, pela empresa Belgo-Bekaert, com a denominação comercial DRAMIX® RC
65/35 BN. As características das fibras estão apresentadas na Tabela 4.3.
0
4
8
12
16
20
Abosr
ção
de
agua
(%)
0 30 60 90 120 150
Tempo (min)
0
2
4
6
8
10
Abosr
ção
de
agua
(%)
0 5 10 15 20 25 30 35
Tempo (min)
47
Tabela 4.3 – Características das fibras de aço.
Características físicas e mecânicas
Fibra de aço
Comprimento (mm) 35
Diâmetro (mm) 0,55
Relação de Aspecto (l/d) 65
Peso Específico (g/cm³) 7,85
Resistência à tração (MPa) 1150
Módulo de Elasticidade (GPa) 200
4.3.2. Fibras de Sisal
As fibras de sisal utilizadas no trabalho vieram do Município de Valente, na
Bahia, e foram fornecidas pela Associação dos Pequenos Agricultores (APAEB). As
fibras de sisal empregadas foram lavadas segundo estudos já realizados por FILHO
(2005) e cortadas, com o auxilio de uma guilhotina, com 35 mm de comprimento
(Figura 4.4). Dados característicos das fibras de sisal foram extraídos de TOLEDO
FILHO, (1997), e estão indicados na Tabela 4.4.
Figura 4.4 – Fibras curtas de sisal, após os procedimentos de lavagem e corte.
48
Tabela 4.4 – Valores usuais das propriedades das fibras de sisal (TOLEDO FILHO, 1997).
Características físicas e mecânicas Fibra de sisal
min - max
Comprimento (mm) 35,00
Diâmetro (mm) 0,08 - 0,30
Absorção de água (%) 190,00 - 250,00
Peso Específico (g/cm³) 0,75 -1,07
Resistência à tração (MPa) 227,80 -1002,30
Deformação na ruptura (%) 2,08 - 4,18
Módulo de Elasticidade (GPa) 10,94 - 26,70
4.4 Aditivos químicos
4.4.1. Aditivo Superplastificante
Neste estudo foi empregado um aditivo superplastificante (Glenium 160 SCC),
produzido pela empresa BASF, com base em cadeia de éter policarboxílico
modificado que atua como dispersante do material cimentício, propiciando alta
redução de água. De acordo com determinações da empresa produtora, o material foi
desenvolvido para produção de concretos autoadensáveis. Suas principais
características encontram-se descritas na Tabela 4.5, segundo especificações do
fabricante.
Tabela 4.5 – Propriedades do aditivo superplastificantes de acordo com o fabricante. (fonte:
www.basf.com.br)
Descrição Características
Tipo Éter policarboxilico
pH 5,0 - 7,0
Densidade (g/cm3) 1,087 - 1,127
Teor de Sólidos (%) 38,5 - 41,5
49
4.4.2. Agente Modificador de Viscosidade (VMA8)
Aditivos constituídos basicamente de polímeros solúveis em água são
chamados de agente modificador de viscosidade ou promotores de viscosidade, e
foram empregados durante a pesquisa conforme necessidade do produto final. O
agente modificador de viscosidade adotado tem nome comercial Rheomac UW 410,
fabricado pela empresa BASF. O Rheomac UW 410 e é um produto com base química
de polímeros de celulose de alto peso molecular em forma de pó e de cor branca.
4.5 Água
A água utilizada na confecção dos concretos foi proveniente da rede de
abastecimento da cidade do Rio de Janeiro.
8 VMA é a sigla utilizada para a expressão em inglês, Viscosity Modifier Agent.
50
5 METODOLOGIA DE PRODUÇÃO DOS
CONCRETOS
5.1 Dosagem dos concretos
Os concretos foram, inicialmente, dosados a partir de um traço definido por
WU et al, (2008), considerando a possibilidade de trabalhar com concretos leves
autoadensáveis em aplicações estruturais com resistência à compressão aos 28 (fc28)
dias de 35 MPa. O traço adotado como ponto de partida foi de um concreto que
apresentou elevada trabalhabilidade e fluidez, sem a ocorrência de segregação dos
agregados leves e de fc28 igual a 42,6 MPa.
As determinações dos materiais constituintes do concreto foram ajustadas de
acordo com a caracterização física de cada constituinte. Os valores de massa
específica e absorção dos agregados leves foram determinantes para adequação dos
traços iniciais testados. Um exemplo é o fato de que a argila expandida adotada na
literatura apresentava densidade aparente de 1363 kg/m³ e absorção após 24 horas de
imersão igual a 4%, enquanto que a adotada para este estudo apresentou valores de
massa específica e absorção iguais a 956,4 kg/m³ e 13%, respectivamente.
A perspectiva na maior redução de massa específica do material aliado à
garantia das propriedades exigidas em um concreto autoadensável resultou em duas
51
classes de concretos, ambas com a totalidade dos agregados graúdos leves de argila
expandida. O único constituinte diferente na composição dos concretos foi o agregado
miúdo, substituindo-se parcialmente areia natural quartzosa, em uma das matrizes
desenvolvidas, por argila expandida fina (AEf). Durante a dosagem, alguns testes para
substituição de areia por AEf (50, 40 e 30% em massa), com avaliação das
propriedades do concreto no estado fresco, foram realizados. Os testes com 30% de
substituição apresentaram propriedades do concreto no estado freso coerentes para
concretos autoadensáveis, com valores de espalhamento acima de 500 mm
(EFERNAC, 2002, NEHDI et al, 2004, SCC European Work Group 2005) e de
resistência à compressão acima de 30 MPa, com apenas três dias em cura úmida
atendendo, assim, as premissas estabelecidas para o estudo.
Ambas as classes de concretos leves autoadensáveis foram dosadas com um
teor de substituição de cimento Portland por cinza volante de 30% em massa. Tal fato,
além promover reduções sobre o consumo de cimento Portland, proporciona melhores
condições de fluidez, viscosidade e diminuição do consumo de aditivos
superplastificantes. A relação água-material cimentício para as misturas da classe
CLAA 1000 foi de 0,36 e a relação água-cimento foi de 0,51, enquanto que, para as
CLAA 7030 foi de 0,42 e 0,60, respectivamente.
Concluindo o processo de dosagem das matrizes, as duas classes foram
nomeadas de acordo com o material constituinte que as diferenciou. Uma com 100%
de areia natural, CLAA 1000, e a outra com 70% de areia e 30% de AEf, CLAA 7030.
E, quando se deu a adição de fibras às misturas, acrescentou-se à nomenclatura as
siglas FA e FS, referentes à fibra de aço e sisal, respectivamente. O teor de reforço
fibroso, seja em aço ou sisal, foi de 0,5% (em volume) do total da mistura e as
dosagens referentes à suas respectivas misturas foram realizadas com a substituição de
agregado graúdo leve pelo volume correspondente à fração volumétrica adotada.
É importante ressaltar que, apesar dos constituintes serem praticamente os
mesmos e as propriedades almejadas para os concretos também, as duas classes
apresentaram dosagens completamente distintas, conforme apresentados na Tabela 5.1
com a composição das seis misturas produzidas.
52
Tabela 5.1 – Composição dos concretos em kg/m³
Misturas
Materiais (kg/m³)
Cimento Portland
Cinza Volante
Areia
Natural AEf AEg Aço Sisal Água SP
9 VMA
CLAA 1000 357 153 702 - 371 - - 170,8 12,9 -
CLAA 1000FA 357 153 702 - 366 39 - 170,8 12,9 -
CLAA 1000FS 357 153 702 - 366 - 4,5 170,8 12,9 -
CLAA 7030 329 141 545 233,6 280 - 188,5 8,9 0,01
CLAA 7030FA 329 141 545 233,6 275 39 - 188,5 8,9 0,01
CLAA 7030FS 329 141 545 233,6 275 - 4,5 188,5 8,9 0,01
Uma mistura em concreto autoadensável de massa específica convencional foi
dosada visando sua comparação com as misturas leves propostas, principalmente em
relação às propriedades térmicas estudadas. Como parâmetros de dosagem para o
material, a obtenção de uma matriz autoadensável e valores de resistência à
compressão entre 35 e 40 MPa aos 28 dias foram almejados. A mistura em questão foi
nomeada de CAA 40 e sua composição está apresentada na Tabela 5.2.
Tabela 5.2 – Composição da mistura CAA 40 em kg/m³.
Misturas
Materiais (kg/m³)
Cimento Portland
Cinza Volante
Areia
Natural Agregado Graúdo
Água SP9 VMA
CAA 40 315,00 135,00 995,00 660,00 209,48 11,03 0,02
Com o auxílio do programa computacional Betonlab Pro3® (SEDRAN e DE
LARRARD, 2008), desenvolvido no Laboratoire central des ponts et chaussées
(LCPC) a partir do Modelo de Empacotamento Compressível (MEC), proposto por
DE LARRARD (1999), as dosagens testadas inicialmente foram avaliadas com
relação à compacidade das misturas. O objetivo deste procedimento foi avaliar as
propriedades definidas pelo MEC e comparar com os valores determinados
experimentalmente. O programa em questão permite simular diferentes composições
dos materiais para atender as propriedades desejadas para o concreto. O MEC visa
9Valores da dosagem de superplastificante estão em kg/m³ e equivalem a 2,5% da massa total
de material cimentício nas misturas da classe CLAA 1000, 1,9% nas misturas CLAA 7030 e
2,4% na mistura CAA 40.
53
prever a compacidade ideal dos concretos a partir do conhecimento da compacidade
dos constituintes de uma determinada mistura, sua distribuição granulométrica e a
energia fornecida durante a produção dos concretos. Informações detalhadas sobre o
modelo do empacotamento compressível podem ser encontradas em DE LARRARD
(1999). Na Tabela 5.3 é apresentada uma comparação entre as simulações realizadas
pelo programa e a dosagem final obtida. Neste caso é possível observar que, para uma
dosagem no MEC próxima à obtida empiricamente a partir de um traço pré-definido,
os valores reais e de simulação de massa específica e abatimento do tronco de cone
foram similares e que a compacidade da mistura foi elevada. Os valores de resistência
à compressão, entretanto, apresentaram diferenças expressivas, como esperado, uma
vez que as características mecânicas dos agregados leves não foram determinadas no
presente trabalho. É importante ressaltar que o MEC foi útil para a previsão dos
valores de abatimento e que os procedimentos experimentais de caracterização dos
agregados convencionais foram adequados para os agregados leves de argila
expandida utilizados.
Tabela 5.3 – Dosagem e propriedades dos CLAA: comparação entre a simulação computacional e os
resultados reais. Composição (kg/m³)
Matriz CLAA 1000 Matriz CLAA 7030
Simulação Real Simulação Real
Cimento Portland 357 357 329 329
Cinza volante 153 153 141 141
Areia 692,3 702 544 545
AEg 365,6 371 280,7 280
AEf - - 215 233,6
Agua 169,6 170,8 188,7 188,5
SP 12,4 12,9 8,7 8,9
Propriedades
Massa específica (kg/m³) 1750 1764 1710 1749
Abatimento (mm) 274 290 277 280
fc3 (MPa) 14,7 32,3 10,5 29,8
fc7 (MPa) 18,8 33,5 14,0 31,1
fc28 (MPa) 22,3 36,4 17,2 37,0
Compacidade Ag. 0,94 - 0,93 -
Compacidade do esqueleto 0,78 - 0,78 -
54
5.2 Produção dos concretos
Na produção do concreto autoadensável foi utilizado um misturador do tipo
planetário conforme ilustrado pela sequência do processo de mistura da Figura 5.1. O
alto índice de absorção de água dos agregados leves porosos tornou necessária a
adoção de uma metodologia específica para o processo de mistura, sendo algumas de
suas etapas baseadas pelos procedimentos descritos no ACI 211.2-98, (1998).
As etapas do procedimento de mistura, ilustradas na Figura 5.1, foram:
Umedecimento do misturador com água, retirando-se o excesso com
um pano;
Lançamento dos agregados miúdo e graúdo, misturando-os por um
minuto para perfeita homogeneização (Figura 5.1a);
Em seguida, cerca de 50% da água total do processo de mistura, foi
adicionada aos agregados na condição seca (ACI 211.2-98, 1998), e o
misturador acionado por 8 a 10 minutos (Figura 5.1b) para que o
agregado poroso alcançasse mais da metade da sua condição de
saturação, conforme ilustrado no item 4.2 do capitulo 4;
Os materiais cimentícios foram adicionados, misturando-os por mais
um minuto com os agregados, para a devida homogeneização (Figura
5.1c e Figura 5.1d);
Após esta etapa, o restante da água da mistura e todo superplastificante
foram adicionados (Figura 5.1e);
Concluída a adição de todos os materiais, o tempo de mistura foi de
mais 8 minutos para a total ação do superplastificante;
Nos concretos reforçados com aço ou sisal, a adição de fibras foi feita
nos 3 minutos finais do processo.
55
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 5.1 – Sequência do procedimento de mistura dos CLAA: (a) lançamento dos agregados para perfeita
homogeneização na condição seca; (b) agregados misturados com parte da água da mistura; (c) lançamento
dos materiais cimentícios; (d) mistura após homogeneização dos materiais cimentícios; (e) adição do restante
da água e todo superplastificantes; e (f) aspecto final da mistura.
56
5.3 Metodologia de Avaliação Estatística dos resultados
Experimentais
Para as propriedades avaliadas com repetição de ensaios iguais à 3 ou mais
determinações, técnicas estatísticas foram implementadas àfim de validar os resultados
experimentais obtidos.
A comparação entre os diferentes tratamentos foi feita por análise de variância
(ANOVA) com auxílio do software OriginPro 8.5®, ao nível de 5% de probabilidade
(p < 0,05), pelo teste de comparação de médias de Tukey. O teste permite avaliar
qualquer contraste, sempre, entre duas médias de tratamentos. Baseado na Diferença
Mínima Significativa (DMS), a estatística do teste é dada da seguinte forma:
√
(5.1)
Onde:
Δ = Diferença Mínima Significativa (DMS);
q = amplitude total studentizada;
QMRes = quadrado médio do resíduo.
r = número de repetições
57
6 CARACTERIZAÇÃO DOS CONCRETOS
Este capítulo trata da apresentação e avaliação das propriedades dos seis
concretos leves autoadensáveis produzidos. E, quando necessário, comparando-os à
sétima mistura produzida em concreto autoadensável de massa específica
convencional.
As análises e a discussões dos resultados são abordadas em etapas, de acordo
com as propriedades avaliadas nos ensaios experimentais realizados quanto ao
comportamento reológico, físico, mecânico, térmico e de variações dimensionais. A
caracterização do CAA será apresentada e, apenas quando forem coerentes às
comparações sugeridas seus resultados serão abordados nas discussões dos resultados.
6.1 Propriedades Reológicas
Sabe-se que concretos autoadensáveis apresentam propriedades reológicas de
um material de elevada trabalhabilidade e fluidez, e que um único teste, por si só, não
é capaz de avaliar todos os parâmetros. Desta forma, a utilização de uma combinação
testes para determinar se a mistura é ou não autoadensável é importante (SCC
European Work Group, 2005; DE SCHUTTER, 2005).
58
Ensaios de abatimento e espalhamento do tronco de cone, cone invertido, funil
“V” e teor de ar aprisionado foram utilizados para a caracterização dos concretos no
estado fresco. Os valores obtidos nos cinco primeiros ensaios descritos acima para os
CLAA e CAA 40 estão apresentados na Tabela 6.1.
Os resultados de espalhamento de tronco de cone das misturas CLAA 1000,
CLAA 1000FA, CLAA 7030 e CLAA 7030FA são satisfatórios comparando-os aos
valores de espalhamento compreendidos entre 500 mm e 700 mm estabelecidos em
estudos anteriores por EFERNAC (2002), NEHDI et al, (2004), SCC European Work
Group (2005) para diferentes dosagens de CAA. Como não há valores estabelecidos
por nenhum procedimento normativo ou em estudo específico para concretos leves
autoadensáveis, utilizou-se como forma de avaliação os valores descritos acima,
estabelecidos para concreto autoadensável de massa específica convencional. Contudo,
estudos conduzidos com CLAA indicaram valores de espalhamento entre 600 e 750
mm (COLEPARDI et al, (2004); SHI e WU (2005); SHI e YANG (2005);
TOUTANJI et al, (2007); WU et al, (2009); CHEN et al, (2009); COSTA et al,
(2010)).
Tabela 6.1 – Propriedades no estado fresco dos concretos.
Misturas
Características
Tronco de cone Cone invertido Funil
"V" Ar
aprisionado
Abatimento (mm)
Espalhamento (mm)
Espalhamento (mm)
Tempo (s)
(%)
CLAA 1000 290 670 650 23,0 2,0
CLAA 1000FA 290 675 640 43,0 1,7
CLAA 1000FS 215 355 365 - 2,2
CLAA 7030 280 620 675 16,0 2,1
CLAA 7030FA 280 650 715 46,0 2,4
CLAA 7030FS 210 350 350 - 3,1
CAA 40 280 650 650 6,2 2,7
Os valores de abatimento, espalhamento e espalhamento com o cone invertido
evidenciaram que o uso de 0,5% (fração volumétrica) de fibras de aço não influenciou
no comportamento de nenhuma das duas classes de concreto. Ao contrário, verificou-
se aumento de espalhamento no caso da mistura CLAA 7030FA para os ensaios com o
cone na posição original e invertido. Com relação à adição de fibras de sisal (0,5%, em
59
volume), a influência foi substancial, com reduções dos valores de abatimento e
espalhamento de cerca de 26 e 47%, respectivamente, para as misturas CLAA 1000 e
CLAA 1000FS em relação ao concreto CLAA 1000. No caso da classe CLAA 7030, as
reduções na mistura CLAA 7030FS foram de 25 e 44%, respectivamente. Este
comportamento era, de fato, esperado devido à elevada absorção d’água para o interior
das fibras de sisal que, segundo TOLEDO FILHO (1997), pode alcançar valores de até
230%, o que compromete o espalhamento.
A partir das Figura 6.1 e Figura 6.2 é possível observar a homogeneidade de
todas as misturas produzidas, sem ocorrência de segregação. Nota-se, apenas, que os
agregados graúdos (partículas mais leves do sistema) tenderam a subir. Porém, no
capítulo a seguir, comprova-se, através de seções transversais dos corpos de prova
produzidos, que não houve segregação devido ao efeito de flutuação dos agregados
leves. É também evidente que a presença das fibras de aço não afetou a reologia dos
concretos e que sua distribuição ocorreu ao longo de todo o material sem nenhum tipo
de segregação e que as fibras de sisal não permitiram que nenhuma das misturas
permanecesse autoadensável.
Nos ensaios com o funil “V”, o desempenho em relação ao tempo de
escoamento dos concretos foi claramente afetado pelo uso das fibras, sobretudo no
caso das misturas com fibras de sisal, CLAA 1000FS e CLAA 7030FS. Nestes casos,
a seção do funil ficou bloqueada durante o ensaio, demonstrando que estes concretos
podem apresentar dificuldades quanto ao seu lançamento e adensamento dependendo,
obviamente, da configuração geométrica da estrutura. A inclusão de fibras de aço
também afetou significativamente o ensaio no funil com acréscimos do tempo de
escoamento de 20 segundos entre as misturas CLAA 1000 e CLAA 1000FA e 30
segundos entre CLAA 7030 e CLAA 7030FA. No entanto, é importante ressaltar que
as matrizes leves desenvolvidas apresentaram tempo de escoamento inferior a 25
segundos em conformidade com os valores estabelecidos para misturas de CAA de
massa específica convencional (OKAMURA, et al, 1995, EFERNAC, 2002, SCC
European Work Group, 2005, NBR 15832-2, 2010), e de acordo com resultados
obtidos com CLAA por SHI e WU (2005), TOUTANJI et al, (2007), WU et al,
(2009), CHEN et al, (2009).
60
Embora tenha comprometido a fluidez dos concretos, a adição de fibras, seja
de sisal ou aço, não apresentou alterações significativas nos valores de teor de ar
aprisionado dos concretos. Os valores obtidos durante o ensaio de teor de ar
aprisionado dos concretos estão entre 1,7 e 3,1 % (Tabela 6.1).
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.1 – Ensaios de abatimento e espalhamento de tronco do cone para as misturas: CLAA 1000 (a) e
(b); CLAA 1000FA (c) e (d); e CLAA 1000FS (e) e (f).
61
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.2 – Ensaios de abatimento e espalhamento de tronco do cone para as misturas: CLAA 7030 (a) e
(b); CLAA 7030FA (c) e (d); e CLAA 7030FS (e) e (f).
62
6.2 Propriedades Físicas
Propriedades dos concretos referentes à absorção de água, índice de vazios e
massa específica serão abordadas a seguir.
A Tabela 6.2 apresenta os resultados obtidos pelo ensaio de absorção total de
água por imersão. Os valores de índice de vazios aumentaram com a incorporação das
fibras, assim como os resultados de absorção. Os reduzidos valores de massa
específica obtidos para as misturas em CLAA são evidentes quando comparados ao
valor de massa específica da mistura CAA 40. A mistura CLAA 7030 apresentou a
maior diferença, com massa específica 38,2% menor do que a mistura de massa
específica convencional. Ficou claro também, que a incorporação de fibras acarretou
no aumento dos valores de “γ” devido à substituição de agregados graúdos leves pela
fração volumétrica de fibras correspondente.
Tabela 6.2 - Valores médios de índice de vazios, absorção total de água e massa específica dos concretos
produzidos, com os respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses).
Misturas
Características
Absorção total Índice de vazios Massa específica
A (%) I (%) γ (kg/m³)
CLAA 1000 3,9 (± 0,2) 6,4 (± 7,8) 1764 (± 0,5)
CLAA 1000FA 4,9 (± 1,4) 8,5 (± 5,2) 1875 (± 2,2)
CLAA 1000FS 4,7 (± 6,2) 7,8 (± 4,0) 1794 (± 0,5)
CLAA 7030 5,4 (± 5,9) 8,8 (± 0,4) 1749 (± 2,8)
CLAA 7030FA 5,6 (± 5,3) 9,3 (± 0,4) 1822 (± 1,3)
CLAA 7030FS 6,0 (± 3,5) 9,8 (± 2,5) 1791 (± 2,2)
CAA 40 4,6 (± 4,5) 9,9 (± 1,7) 2403 (± 0,3)
Complementando a avaliação das propriedades físicas, seções transversais e
longitudinais de corpos-de-prova cilíndricos e prismáticos das diferentes misturas
produzidas também são apresentadas. Com as imagens das Figura 6.3 e Figura 6.4,
pode-se observar a excelente distribuição dos agregados por todas as amostras
confeccionadas e a ausência de segregação, já constatada na discussão dos ensaios
reológicos.
63
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.3 – Seções transversais, divididas em topo meio e base dos corpos-de-prova cilíndricos, e
longitudinais das amostras prismáticas das misturas: CLAA 1000 (a) e (b); CLAA 1000FA (c) e (d); e CLAA
1000FS (d) e (e).
meio topo base
meio topo base
meio topo base
64
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.4 – Seções transversais, divididas em topo meio e base dos corpos-de-prova cilíndricos, e
longitudinais das amostras prismáticas das misturas: CLAA 7030 (a) e (b); CLAA 7030FA (c) e (d); e CLAA
7030FS (d) e (e).
meio topo base
meio topo base
meio topo base
65
6.3 Propriedades Mecânicas
O presente tópico apresenta o comportamento mecânico, no que se refere à
resistência à compressão, tração na flexão e tração direta dos concretos leves
autoadensáveis produzidos. A influência dos dois diferentes tipos de reforços fibrosos
introduzidos foi avaliada na caracterização mecânica desses concretos. É importante
ressaltar, sobretudo neste capítulo, que a utilização de fibras de aço e sisal não foram
adotadas para serem comparadas entre si, mas sim para avaliar seus efeitos nas duas
classes de CLAA desenvolvidos.
Os valores médios apresentados referem-se à média de três corpos de prova.
Para os casos em que algum problema na fase de execução do ensaio ocorreu, como
eventual perda de amostras, uma observação é apresentada.
6.3.1. Comportamento sob Compressão Uniaxial
Os concretos foram avaliados sob esforços de compressão após 1, 3, 7 e 28
dias de cura. Esta análise busca caracterizar as matrizes em concretos leves
autoadensáveis desenvolvidas e avaliar a influência da adição de baixos teores de
fibras de aço e de sisal no comportamento mecânico dos concretos. Os resultados
referentes à matriz cimentícia de massa específica convencional, CAA 40, também
foram abordados.
As curvas tensão versus deformação obtidas através do ensaio de resistência à
compressão foram analisadas de acordo com o processo de microfissuração do
concreto em três níveis de avaliação, conforme já aborado por TOLEDO FILHO et al.
(1997) e ilustrado pela Figura 6.5.
O primeiro nível (ponto A) corresponde ao inicio do processo de propagação
de microfissuras no concreto, determinado pelo momento onde a curva tensão versus
deformação desvia da linearidade é denominado por resistência de primeira fissura
(fc_1ªf). O ponto B corresponde ao nível em que as microfissuras coalescem em uma
única fissura ou em várias fissuras maiores, chamado de ponto de tensão crítica ou de
coalescência de fissuras (fc_cf). E, por fim, as fissuras maiores se propagam até
66
atingirem seu comprimento crítico e o concreto chegará à sua resistência máxima de
ruptura ilustrada pelo ponto C (fc_rup).
Na convenção padrão para esforços normais, tensões de compressão são
negativas e tensões de tração são positivas, no entanto, no cálculo da resistência à
compressão do concreto, as curvas tensão versus deformação são apresentadas com os
sinais contrários. Deste modo, no presente estudo as curvas tensão versus deformação
axial foram apresentadas na região positiva do gráfico e as curvas tensão versus
deformação lateral na região negativa. E, complementando a análise, curvas tensão
versus deformação volumétrica também são apresentadas ilustrando a redução inicial
do volume de concreto e seu aumento imediato.
(a) (b)
Figura 6.5 – níveis de avaliação do processo de microfissuração do concreto quando submetidos à esforços de
compressão: (a) tensão versus deformação axial; e (b) tensão versus deformação volumétrica.
Resultados de resistência à compressão (fc) e deformação axial (εa), referentes
à tensão de primeira fissura (fc_1ªf e εa_1ªf), de coalescência de fissuras (fc_cf e εa_cf) e de
ruptura (fc e εu) além do módulo de elasticidade (E) dos concretos produzidos, são
apresentados na Tabela 6.3. Como pode ser observado, as duas matrizes leves, sem
reforço fibroso, apresentaram comportamento semelhante e, de acordo com a análise
estatística realizada (ANOVA) não apresentaram diferenças significativas em nenhum
dos parâmetros avaliados. Curvas típicas tensão versus deformação, obtidas após 28
dias de cura, são apresentadas na Figura 6.6, onde é possível verificar o
comportamento semelhante entre as matrizes leves autoadensáveis, CLAA 1000 e
CLAA 7030. Observou-se principalmente que, nos concretos autoadensáveis leves o
trecho linear do ramo ascendente da curva é maior do que no concreto de massa
Ten
são
(MP
a)
Deformação axial ()
A
B
CT
ensã
o(M
Pa)
Deformação volumétrica ()
B
C
67
específica convencional, enquanto as misturas CLAA 1000 e CLAA 7030
apresentaram comportamento linear elástico de cerca de 58 e 62% da carga de máxima
de ruptura, respectivamente, o concreto autoadensável de massa específica
convencional, CAA 40, apresentou valor médio em torno de 35%. Contudo, constatou-
se ainda e conforme a literatura sobre concretos leves com argila expandida, que o
módulo de elasticidade das matrizes leves foi inferior ao módulo da mistura CAA 40,
cerca de 16% em CLAA 1000 e 13% em CLAA 7030. Este comportamento das
matrizes leves frente ao concreto de massa específica convencional era de fato
esperado, ROSSIGNOLO (2009) chegou a indicar comportamento semelhante, com
resultados do trecho linear da curva tensão versus deformação de até 80% da carga de
ruptura em concretos leves de elevada resistência à compressão. O desempenho
mecânico apresentado está associado ao menor módulo de elasticidade do agregado
leve de argila expandida em relação aos agregados convencionais (ZHANG e GJϕRV,
1991). É possível concluir que a linearidade acentuada apresentada pelas curvas tensão
versus deformação das matrizes de CLAA, originada pelo baixo módulo do agregado
leve, acarretou no retardamento da propagação da microfissuração do concreto,
fazendo com que este processo ocorresse apenas quando o material já estivesse
submetido a tensões muito próximas de sua capacidade total antes da ruptura. No que
diz respeito a resistência à compressão referente ao ponto de coalescência de fissuras
(fc_cf), tanto o concreto CAA 40 quanto ambas as matrizes leves autoadensáveis
apresentaram valores acima de 90% da resistência à compressão na ruptura do material
(fc).
Tabela 6.3 – Valores médios das propriedades mecânicas sob compressão aos 28 dias, dos concretos
produzidos, com os respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses).
Misturas
Características
1ª fissura Coalescencia de fissuras Ruptura
εa_1ªf (με) fc_1ªf (MPa) εa_cf (με) fc_cf (MPa) εu (με) fc (Mpa) E (GPa)
CLAA 1000 1031,1 (± 9,0) 21,2 (± 5,5) 1757,1 (± 5,8) 33,4 (± 6,0) 1941,7 (± 7,3) 36,4 (± 5,3) 21,4 (± 6,2)
CLAA 1000FA 1014,7 (± 5,3) 20,9 (± 4,3) 1788,3 (±8,0) 33,1 (± 4,3) 2096,6 (± 6,2) 34,8 (± 7,6) 21,1 (± 7,1)
CLAA 1000FS 878,9 (± 3,6) 19,1 (± 2,9) 1750,2 (± 2,7) 33,5 (± 4,4) 1895,9 (± 3,6) 34,4 (± 7,4) 21,7 (± 6,4)
CLAA 7030 1053,3 (± 2,2) 22,8 (± 9,2) 1834,1 (± 6,8) 35,9 (± 2,3) 1936,3 (± 5,1) 37,0 (± 2,8) 22,0 (± 5,4)
CLAA 7030FA 1011,6 (± 9,2) 18,8 (± 6,9) 1766,2 (± 8,7) 30,9 (± 2,5) 1932,8 (± 6,3) 32,5 (± 3,2) 19,4 (± 8,8)
CLAA 7030FS 1006,1 (± 1,4) 20,0 (± 1,8) 1885,5 (± 2,3) 34,1 (± 1,0) 2143,9 (± 5,3) 36,2 (± 1,8) 20,4 (± 1,3)
CAA 40 575,6 (± 6,6) 14,4 (± 4,2) 2113,0 (± 9,1) 37,9 (± 3,9) 2770,7 (± 7,4) 41,2 (± 1,0) 25,2 (± 0,9)
68
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.6 – Curvas típicas, tensão versus deformação axial e tensão versus deformação lateral aos 28 dias,
(a) CLAA 1000 e CLAA 7030; (b) CAA40; as respectivas ampliações de escala do eixo das deformações, (b) e
(d); e as curvas tensão versus deformação volumétrica, (e) CLAA 1000 e CLAA 7030 e (f) CAA 40.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45T
ensã
o(M
Pa)
Lateral
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
Deformação ()
CLAA 1000
CLAA 7030
Axial
0
5
10
15
20
25
30
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45
Ten
são
(MP
a)
AxialLateral
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
Deformação ( )
CAA 40
0
5
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15
20
25
30
35
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45
Ten
são
(MP
a)
-3000 -1500 0 1500 3000
Deformação ()
Lateral Axial
CLAA 1000
CLAA 7030
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45T
ensã
o(M
Pa)
AxialLateral
-3000 -1500 0 1500 3000
Deformação ()
CAA 40
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Ten
são
(MP
a)
-5000 -2500 0 2500 5000
Deformação ()
CLAA 1000
CLAA 7030
0
5
10
15
20
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45
Ten
são
(MP
a)
-5000 -2500 0 2500 5000
Deformação volumétrica ()
CAA 40
69
Conforme já apresentado nos resultados da Tabela 6.3 a incorporação do
reforço fibroso, de um modo geral, acarretou decréscimos nos valores absolutos de
tensão máxima, deformação axial última e módulo de elasticidade dos compósitos, em
comparação aos traços sem fibras (CLAA 1000 e CLAA 7030), porém a análise de
variância mostrou que essas diferenças não foram significativas. Excetuando-se apenas
a mistura CLAA 7030FA que apresentou reduções médias nos resultados de módulo
de elasticidade, com diminuição de 2,6 GPa, equivalente a cerca de 13%, e resistência
à compressão aos 28 dias, que diminuiu 4,5 MPa (cerca de 12%) em relação à matriz
CLAA 7030. Este comportamento pode ser explicado devido ao aumento do índice de
vazios (I), proporcionado pela inclusão de fibras, conforme constatado nos resultados
da Tabela 6.2, já apresentada no tópico anterior. No ponto de coalescência de fissuras,
assim como na ruptura do concreto, a incorporação de 0,5% (em volume) de reforço
fibroso, seja em sisal ou aço, aos concretos da classe CLAA 1000 não apresentou
variações significativas, porém, no que diz respeito ao ponto de inicio da
microfissuração do concreto, a mistura com fibras de sisal, CLAA 1000FS, apresentou
reduções nos valores de tensão de primeira fissura e de sua deformação referente de
aproximadamente 22 e 27%, respectivamente, em relação à sua matriz. No caso da
classe de concretos CLAA 7030 as variações nos resultados dos compósitos fibrosos
em comparação à matriz ocorreram na presença de fibras de aço, no ponto de primeira
fissura e coalescência de fissuras observou-se que a mistura CLAA 7030FA
apresentou reduções médias de 20% no valor fc_1ªf e 14% no valor de fc_cf em relação à
matriz referente. As curvas tensão versus deformação das Figura 6.7 e 6.8
complementam a análise dos valores da Tabela 6.3 acima e ilustram a influência do
reforço com fibras de aço e sisal no comportamento sob compressão uniaxial dos
concretos leves autoadensáveis. É evidente a capacidade das fibras de ambos os tipos
de fornecer resistência à propagação de fissuras no concreto, possibilitando maiores
deformações ao material, sobretudo na região pós-ruptura do material.
70
(a) (b)
(c) (d)
Figura 6.7 – Curvas típicas, tensão versus deformação axial e tensão versus deformação lateral aos 28 dias,
dos concretos CLAA 1000 e CLAA 1000FA (a); CLAA 7030 e CLAA 7030FA (b); CLAA 1000 e CLAA
1000FS (c); e CLAA 7030 e CLAA 7030FS (d).
0
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AxialLateral
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
Deformação ( )
CLAA 1000
CLAA 1000FA
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(MP
a)
AxialLateral
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
Deformação ()
CLAA 7030
CLAA 7030FA
0
5
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Ten
são
(MP
a)
AxialLateral
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
Deformação ( )
CLAA 1000
CLAA 1000FS
0
5
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45T
ensã
o(M
Pa)
AxialLateral
-15000 -10000 -5000 0 5000 10000
Deformação ()
CLAA 7030
CLAA 7030FS
71
(a) (b)
(c) (d)
Figura 6.8 – Curvas típicas, tensão versus deformação volumétrica aos 28 dias, dos concretos CLAA 1000 e
CLAA 1000FA (a); CLAA 7030 e CLAA 7030FA (b); CLAA 1000 e CLAA 1000FS (c); e CLAA 7030 e
CLAA 7030FS (d).
CLAA 1000
CLAA 1000FA
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a)
-5000 -2500 0 2500 5000
Deformação ()
0
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Ten
são (
MP
a)
-5000 -2500 0 2500 5000
Deformação ()
CLAA 7030
CLAA 7030FA
0
5
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25
30
35
40
45
Ten
são (
MP
a)
-5000 -2500 0 2500 5000
Deformação ()
CLAA 1000
CLAA 1000FS
0
5
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25
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Ten
são (
MP
a)
-5000 -2500 0 2500 5000
Deformação ()
CLAA 7030
CLAA 7030FS
72
A Tabela 6.4 apresenta os valores médios de resistência à compressão nas
quatro idades avaliadas, que são confrontadas através dos gráficos da Figura 6.9. A
elevada resistência dos concretos nas primeiras idades é evidente. Devido à utilização
de um cimento de alta resistência inicial, as matrizes leves, CLAA 1000 e CLAA
7030, alcançaram em média após 1 dia, 25,5 e 25,2 MPa de resistência à compressão,
respectivamente, o que equivale a 70 e 68%, respectivamente, da resistência obtida ao
final do processo de cura úmida aos 28 dias. Estes resultados foram superiores aos
valores de fc após 1 dia das matrizes leves autoadensáveis abordadas por SHI et al.
(2005), com resistências variando entre 10 e 20 MPa para concretos de relação água-
cimento iguais a 0,48 e consumo de cimento entre 330 e 420 kg/m³, semelhante aos
concretos dosados neste estudo. Ainda em relação às propriedades após 1 dia, é
importante ressaltar que as misturas reforçadas com fibras apresentaram, de modo
geral, valores de fc menores do que suas referidas matrizes, em semelhança ao
comportamento avaliado aos 28 dias, já discutido acima. É conhecido na tecnologia do
concreto que quanto maior o tempo de cura, maior será a resistência deste material,
sob uma mesma relação água-cimento (METHA e MONTEIRO, 2008). Aos 3 dias de
cura úmida observaram-se acréscimos de resistência em relação à idade anterior em
todas as misturas avaliadas. Para as matrizes CLAA 1000 e CLAA 7030 os
respectivos ganhos foram de 6,8 e 4,6 MPa, nas misturas com reforço em fibras de aço
foram de 9,8 e 6,1 MPa para CLAA 1000FA e CLAA 7030FA, respectivamente, e no
caso das amostras com fibras de sisal os valores de resistências à compressão
aumentaram em 4,6 MPa no concreto CLAA 1000FS e 8,7 MPa para o CLAA
7030FS. Na avaliação aos 7 dias observou-se que o aumento da resistência em relação
aos 3 dias foi menos expressivo do que os acréscimos obtidos entre 1 e 3 dias de cura
úmida, variando entre 1 e 3 MPa. Na idade de avaliação mais avançada constatou-se
que os concretos leves autoadensáveis não sofreram grandes variações nos valores
finais de resistência à compressão e já haviam alcançado até os 7 dias, quase que em
sua totalidade, os resultados desejados para 28 dias de cura. Os valores de resistência
aos 28 dias estão de acordo com a dosagem prevista e foram semelhantes aos
propostos por COLEPARDI et al. (2004), que apresentaram resistência à compressão
de 35 MPa para aplicação estrutural em painéis pré-fabricados de concreto leve
autoadensável.
73
Tabela 6.4 – Valores médios de resistência à compressão dos concretos à 1, 3, 7 e 28 dias de cura com os
respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses).
Misturas
Resistência à compressão (MPa)
Tempo de cura (dias)
1 3 7 28
CLAA 1000 25,5 (± 1,6) 32,3 (± 0,6) 33,5 (± 1,8) 36,4 (± 5,3)
CLAA 1000FA 22,5 (± 2,8) 32,3 (± 2,2) 34,6 (± 5,1) 34,8 (± 7,6)
CLAA 1000FS 23,5 (± 4,1) 28,1 (± 2,4) 31,2 (± 1,9) 34,4 (± 7,4)
CLAA 7030 25,2 (± 3,2) 29,8 (± 7,1) 31,1 (± 5,5) 37,0 (± 2,8)
CLAA 7030FA 24,4 (± 7,9) 30,5 (± 5,5) 30,9 (± 6,2) 32,5 (± 3,2)
CLAA 7030FS 21,5 (± 7,5) 30,2 (± 1,6) 32,6 (± 3,5) 36,2 (± 1,8)
CAA 40 - 29,4 (± 4,1) 35,0 (± 0,5) 41,2 (± 1,0)
(a) (b)
Figura 6.9 – Evolução da resistência à compressão dos concretos ao longo do tempo, (a) classe CLAA 1000; e
(b) classe CLAA7030.
É importante enfatizar que todos os concretos produzidos neste trabalho podem
ser classificados como concretos leves estruturais de acordo com o ACI 213R-03
(2003), pois apresentam valores de resistência à compressão aos 28 dias acima de 17
MPa e de massa específica inferiores a 1920 kg/m³. A mesma observação também é
válida em relação à classificação da NM 35 (1995), exceto para a mistura CLAA
1000FA, que estabelece resistência mínima de 28 MPa para concretos com massa
específica entre 1760 e 1840 kg/m³.
A relação dada pela resistência à compressão e a massa específica do concreto
é denominada fator de eficiência. Na caracterização de concretos leves é comum a
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Ten
são
(MP
a)
0 5 10 15 20 25 30
Tempo (dias)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CAA 1000FS
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45T
ensã
o(M
Pa)
0 5 10 15 20 25 30
Tempo (dias)
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CAA 7030FS
74
utilização deste parâmetro. E no presente estudo o fator de eficiência foi determinado
para os concretos aos 28 dias de cura. Os valores de fator de eficiência para os
concretos leves autoadensáveis variaram entre 17 e 22 MPa.dm³/kg (Figura 6.10), e
foram superiores para as matrizes CLAA 1000 E CLAA 7030, quando relacionadas
aos seus respectivos compósitos fibrosos. É importante destacar que resultados foram
superiores para todos os CLAA em comparação ao concreto de massa específica
convencional, CAA 40, mesmo no caso das misturas reforçadas com fibras de aço, que
tiveram os menores valores de fator de eficiência (entre as misturas leves), em virtude
do aumento da massa específica proporcionado pela substituição dos agregados leves
por fibras aço.
O presente estudo apresentou resultados de fator de eficiência para concretos
leves autoadensáveis similares aos valores encontrados na literatura de concreto leve
estrutural, como em EVANGELISTA (1996), que obteve valores entre 16 e 23
MPa.dm³/kg para concretos de resistência à compressão aos 28 dias variando entre 23
e 37 MPa e massa específica entre 1400 e 1700 kg/m³. Cabe, ainda, ressaltar que
apesar dos valores encontrados para os concretos leves terem sido maiores do que o de
massa específica convencional, estudos sobre concretos leves de alta resistência já
abordaram valores de fator de eficiência superiores aos encontrados no presente
trabalho, como ZHANG e GJϕRV (1991) com resultados acima de 50 MPa.dm³/kg.
Figura 6.10 – Determinações do fator de eficiência aos 28 dias de cura dos concretos.
0
5
10
15
20
25
30
Fat
or
de
efic
iên
cia
(MP
a.d
m³/
kg
)
Concretos
75
Complementando a caracterização mecânica sob esforços de compressão
uniaxial dos concretos leves auto adensáveis, imagens do concreto CLAA 1000
(Figura 6.11) foram utilizadas para representar o modo de ruptura deste tipo de
material. Observou-se que a superfície de ruptura dos corpos-de-prova ocorreu através
dos agregados. Segundo DE LARRARD (1999), o rompimento do concreto, neste
caso, ocorreu quando a argamassa não foi mais capaz de suportar o carregamento,
devido à maior rigidez da mesma em relação à rigidez do agregado leve.
(a) (b)
Figura 6.11 – Modo de ruptura dos CLAA exemplificado pela mistura CLAA 1000. (a) corpo-de-prova
rompido; (b) ampliação da área destacada, com detalhe para os agregados partidos.
6.3.2. Comportamento sob Tração na Flexão
Os concretos foram avaliados sob os esforços de tração na flexão aos 28 dias
de cura úmida. Está analise visou caracterizar as matrizes desenvolvidas e verificar a
influência dos diferentes reforços fibrosos no comportamento sob tração na flexão dos
concretos.
Curvas carga versus deslocamento foram analisadas para cargas de primeira
fissura, e nos concretos reforçados com fibras são também avaliadas para cargas
máximas pós-fissuração. De acordo com a análise de variância, os resultados da
Tabela 6.5 em conjunto às curvas típicas apresentadas pelo gráfico da Figura 6.12
mostraram que não houve diferenças significativas entre os comportamentos das
matrizes leves autoadensáveis submetidas aos esforços de tração na flexão.
Tabela 6.5 - Valores médios das propriedades mecânicas sob esforços de tração na flexão aos 28 dias, dos
concretos produzidos, com os respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses).
76
Misturas
Características
Primeira fissura Pós-fissuração
1ªf (mm) P1ªf (kN) ζ1ªf (Mpa) u (mm) Pu (kN) ζu (Mpa)
CLAA 1000 0,047 (± 3,6) 16,6 (± 8,7) 5,0 (± 8,7) - - -
CLAA 1000FA 0,054 (± 4,7) 18,9 (± 8,0) 5,7 (± 8,0) 0,353 (± 8,5) 17,9 (± 14,3) 5,4 (± 14,3)
CLAA 1000FS 0,049 (± 5,3) 17,8 (± 8,3) 5,4 (± 8,3) 0,320 (± 26,3) 0,5 (± 3,1) 0,1 (± 3,1)
CLAA 7030 0,047 (± 4,1) 15,1 (± 2,5) 4,5 (± 2,5) - - -
CLAA 7030FA 0,059 (± 8,1) 13,1 (± 5,9) 3,9 (± 5,9) 0,340 (± 25,8) 16,4 (± 9,3) 4,9 (± 9,3)
CLAA 7030FS 0,050 (± 10,4) 13,2 (± 7,5) 4,0 (± 7,5) 0,200 (± 17,7) 1,7 (± 9,9) 0,5 (± 9,9)
Figura 6.12 - Curvas típicas, carga versus deslocamento, das matrizes CLAA 1000 e CLAA 7030.
O comportamento dos concretos reforçados com fibras de aço pode ser
observado nos gráficos da Figura 6.13 em composição aos resultados já apresentados
na tabela acima. A incorporação de fibras de aço não proporcionou incrementos
significativos aos valores de deslocamento, carge e tensão de primeira fissura no
comportamento das classes CLAA 1000 e CLAA 7030. A baixa fração volumétrica
adotada em CLAA 1000FA não foi capaz de incrementar valores de tensão após a
ocorrência da primeira fissura, ou seja, a inclusão de fibras, neste caso, não
proporcionou aumento nos valores de resistência à ruptura do compósito em relação à
matriz, mas foi claramente capaz de aumentar a capacidade de deflexão do material.
Este comportamento está de acordo com BALAGURU et al. (1992) que relataram não
haver ganhos expressivos nos valores de resistência sob esforços de tração na flexão
0
3
6
9
12
15
18
Car
ga
(kN
)
0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10
Deslocamento (mm)
CLAA 1000
CLAA 7030
77
em compósitos produzidos com frações inferiores a 2% em volume de fibras. Em
contrapartida, VELASCO (2008) associou este tipo de comportamento à matrizes cuja
trabalhabilidade não era suficiente para produzir concretos de elevado desempenho
mecânico. Porém, a fabricação de matrizes autoadensáveis tem permitido a alteração
deste desempenho, conforme foi observado no caso da classe CLAA 7030. A
incorporação de fibras na mistura (CLAA 7030FA), no que diz respeito ao
comportamento pós-fissuração, proporcionou um aumento de cerca de 25% na
resistência média à ruptura do material, além de, claramente também somar na
capacidade de deflexão do material. Cabe ressaltar que, em comparação à mistura
CLAA 1000FA, as fibras de aço na classe CLAA 7030 foram mais efetivas em relação
à capacidade de absorção de energia na região pós-fissuração a partir dos
deslocamentos referentes a 0,5 mm, conforme observado na ampliação da Figura
6.13(b).
(a) (b)
Figura 6.13 - Curvas típicas, carga versus deslocamento, dos concretos com fibras de aço, CLAA 1000FA e
CLAA 7030FA (a); e a respectiva ampliação do trecho inicial de deslocamento (b).
De acordo com o desempenho apresentado pelos concretos com reforço de
fibras de sisal (Figura 6.14), pode-se observar que a fração volumétrica de 0,5% não
proporcionou variações significativas aos resultados de primeira fissura em nenhuma
das classes de concreto leve autoadensável. Estes resultados estão em consonância
com os resultados obtidos por TOLEDO FILHO (1997) em compósitos reforçados
com 2 e 3% (fração volumétrica) de fibras de sisal, que apresentaram valores de carga
e tensão de primeira fissura inferiores às suas matrizes. Segundo TOLEDO FILHO
0
3
6
9
12
15
18
Car
ga
(kN
)
0 1 2 3 4 5
Deslocamento (mm)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 7030
CLAA 7030FA
0
3
6
9
12
15
18
Car
ga
(kN
)
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Deslocamento (mm)
CLAA 1000FA
CLAA 7030FA
78
(1997) o volume de fibras adotado é fator fundamental no comportamento mecânico à
flexão de compósitos.
É evidente também, que este tipo de reforço não foi capaz de aumentar a
resistência média após a ruptura dos materiais, com valor médio de máxima tensão
pós-fissuração 88% menor do que o obtido para primeira fissura, na mistura CLAA
7030FS. No caso da mistura CLAA 1000FS a ruptura ocorreu logo após a ocorrência
da primeira fissura, indicando que as fibras não foram capazes de suportar
carregamento após a ruptura frágil da matriz cimentícia CLAA 1000. E, no entanto, foi
possível verificar acréscimos na capacidade de deflexão apenas no concreto CLAA
7030FS.
Figura 6.14 - Curvas típicas, carga versus deslocamento, dos concretos com fibras de sisal, CLAA 1000 e
CLAA 7030.
0
3
6
9
12
15
18
Car
ga
(kN
)
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Deslocamento (mm)
CLAA 1000
CLAA 1000FS
CLAA 7030
CLAA 7030FS
79
6.3.3. Comportamento sob Tração Direta
O comportamento sob tração direta dos concretos leves autoadensáveis foi
avaliado em amostras prismáticas aos 28 dias de cura. Todos os testes foram
realizados sob condições fixas, sem a possibilidade de rotação dos corpos-de-prova
durante o ensaio, conforme descrito no item 3.8.3. Esta análise buscou caracterizar as
matrizes em concretos leves autoadensáveis desenvolvidas e avaliar a influência da
adição de baixos teores de fibras de aço e de sisal no comportamento mecânico sob
tração direta dos concretos.
Curvas típicas (Figura 6.15) de cada concreto são apresentadas
individualmente em duas regiões distintas. A primeira corresponde às curvas tensão
versus deformação até o surgimento da primeira fissura. A segunda região corresponde
às curvas tensão versus abertura de fissura previstas, somente, para os concretos
fibrosos e, no caso deste estudo especificamente, somente ocorreram com a presença
de reforço em fibras de aço, conforme será discutido à seguir. Os Valores médios de
carga (P) e resistência à tração direta, referentes à tensão de ruptura (ζ1ªf) e máxima
tensão pós-fissuração (ζu) estão apresentados Tabela 6.6, além dos valores de
deformação de ruptura na tração (εt) e módulo de elasticidade na tração (Et).
As duas diferentes matrizes de concreto leve autoadensável produzidas
apresentaram comportamento semelhante sob esforços de tração direta. Os valores
médios de resistência à tração direta, assim como de módulo de elasticidade, não
obtiveram variações significativas, com coeficientes de variação menores do que 10%
em ambos os casos. Os valores de módulo de elasticidade na tração direta, em
comparação ao cálculo do módulo obtido no ensaio sob compressão, sofreram
reduções de 13 e 9%, respectivamente, para as matrizes CLAA 1000 e CLAA 7030.
Avaliando os valores de deformação referente à carga de primeira fissura observou-se
que as variações também não foram significativas entre os resultados das matrizes
leves autoadensáveis.
A utilização do reforço fibroso, seja de sisal ou aço, acarretou alterações nos
valores absolutos de resistência à tração direta das matrizes leves autoadensáveis,
originando melhoras nas propriedades dos concretos sob tração direta na região pré-
fissuração, exceto no caso da mistura reforçada com fibras de sisal CLAA 1000FS.
80
Deste modo, analisando os valores de tensão de primeira fissura entre as misturas de
cada classe de concreto leve e comparando-os, percebeu-se acréscimo de cerca de 42%
para a mistura CLAA 1000FA em relação à sua matriz referente. No caso da classe de
concretos CLAA 7030, os acréscimos foram de aproximadamente 32% e 26% para as
misturas CLAA 7030FA e CLAA 7030FS, respectivamente. A capacidade de
deformação referente à tensão de primeira fissura também foi alterada com acréscimos
respectivos de 19% e 18% para CLAA 1000FA e CLAA 1000FS, e 24% e 19% para
CLAA 7030FA e CLAA 7030FS. Concluindo, de forma geral, que a incorporação de
baixos teores de fibras, independente do tipo, foi capaz de proporcionar benefícios
sobre as propriedades dos concretos na tração direta na região pré-fissuração, à
exceção apenas da mistura com fibras de sisal CLAA 1000FS.
Analisando a região pós-fissuração dos concretos leves com reforço fibroso em
aço através dos valores de carga e resistência máxima pós-fissuração (Tabela 6.6) e de
suas curvas típicas (Figura 6.15 (c) e (d)), foi possível notar a influência das fibras na
capacidade de manutenção da carga pós-fissuração mesmo com baixo índice de
reforço. No entanto, observou-se no concreto CLAA 1000FA que esta capacidade foi
bastante inferior, com valores de carga e tensão pós-fissuração quase 50% menores
que os resultados referentes à ocorrência da primeira fissura. No caso de CLAA
7030FA as fibras foram capazes de suportar, em média, cerca de 77% da carga de
ruptura após a fissuração. Este tipo de comportamento sob esforços de tração direta era
esperado e vai de encontro com a classificação “strain-softening”, na literatura sobre
compósitos cimentícios, adotada por NAAMAN e REINHARDT (2003).
Tabela 6.6 – Valores médios das propriedades mecânicas sob esforços de tração direta aos 28 dias, dos
concretos produzidos, com os respectivos coeficientes de variação (em %, entre parênteses).
Misturas
Características
Primeira fissura Pós-fissuração
εt (με) Et (GPa) P1ªf (kN) ζ1ªf (MPa) Pu (kN) ζu (MPa)
CLAA 1000 111,8 (± 0,5) 19,8 (± 3,5) 6,6 (± 8,6) 1,9 (± 8,6) - -
CLAA 1000FA 132,9 (± 5,9) 20,7 (± 13,9) 9,5 (± 6,2) 2,7 (± 5,2) 5,0 (± 29,4) 1,4 (± 28,6)
CLAA 1000FS 134,9 (± 5,8) 19,5 (± 9,8) 6,1 (± 2,7) 1,7 (± 2,8) - -
CLAA 7030 105,9 (± 5,3) 19,7 (± 6,6) 6,5 (± 5,0) 1,9 (± 4,9) - -
CLAA 7030FA 139,6 (± 5,4) 21,0 (± 11,2) 8,6 (± 5,4) 2,5 (± 5,4) 5,8 (± 26,3) 1,7 (± 26,3)
CLAA 7030FS 121,0 (± 9,3) 20,5 (± 9,4) 8,5 (± 18,5) 2,4 (± 18,5) - -
81
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.15 - Curvas típicas, tensão versus deformação e tensão versus abertura de fissura: (a) CLAA 1000;
(b) CLAA 7030; (c) CLAA 1000FA; (d) CLAA 7030FA; (e) CLAA 1000FS; (f) CLAA 7030FS.
0 1 2 3 4 5
Abertura de fissura (mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Ten
são (
MP
a)
0 80
Deformação ()
CLAA 1000
0 1 2 3 4 5
Abertura de fissura (mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Ten
são (
MP
a)
0 80
Deformação ()
CLAA 7030
0 1 2 3 4 5
Abertura de fissura (mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Ten
são (
MP
a)
0 80
Deformação ()
CLAA 1000FA
0 1 2 3 4 5
Abertura de fissura (mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Ten
são (
MP
a)
0 80
Deformação ()
CLAA 7030FA
0 1 2 3 4 5
Abertura de fissura (mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Ten
são (
MP
a)
0 80
Deformação ()
CLAA 1000FS
0 1 2 3 4 5Abertura de fissura
(mm)
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Ten
são
(MP
a)
0 80Deformação
()
CLAA 7030FS
82
Como pôde ser observado nas imagens da Figura 6.16 apenas uma única
fissura é formada em todas as misturas da classe CLAA 1000, indicando que não
houve diferenças expressivas no modo de ruptura desses concretos. Porém, na mistura
reforçada com fibras de aço CLAA 1000FA (Figura 6.16 (a) e (b)), foi observado o
surgimento de pequenas fissuras ramificadas da fissura principal localizada,
evidenciadas pela matriz cimentícia mais desgastada em torno desta. Esta observação
também é coerente com a classificação sugerida para este tipo de concreto reforçado
com fibras, já discutida acima. Este tipo de comportamento se repetiu nas misturas da
classe CLAA 7030 (Figura 6.17).
83
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.16 – Modo de ruptura das amostras submetidas ao ensaio de tração direta: CLAA 1000 (a) e(b);
CLAA 1000FA (c) e (d); e CLAA 1000FS (e) e (f).
84
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 6.17 – Modo de ruptura das amostras submetidas ao ensaio de tração direta: CLAA 7030 (a) e(b);
CLAA 7030FA (c) e (d); e CLAA 7030FS (e) e (f).
85
6.4 Propriedades térmicas
A apresentação e análise de resultados referente às propriedades térmicas, no
que se refere ao calor específico, difusividade térmica e condutividade térmica dos
concretos produzidos, será assunto para o presente tópico deste capitulo sobre a
caracterização dos concretos. Estas características foram avaliadas para entender o
comportamento dos concretos leves autoadensáveis produzidos quanto a real
possibilidade de proporcionar conforto térmico através de elementos produzidos com o
material. A capacidade de isolamento das classes de CLAA, proporcionada pela
utilização dos agregados leves de argila expandida, foi comparada ao concreto
autoadensável de massa específica convencional (CAA 40).
6.4.1. Calor Específico
Os resultados do ensaio de calor específico referem-se a ensaios realizados em
dois corpos de prova submetidos a diferentes temperaturas, conforme descrito no item
3.10.1. Com resultados pontuais obtidos em três diferentes médias de temperatura, a
equação de calor específico em função da temperatura pode ser traçada e a partir desta
são calculados os valores de calor específico para as temperaturas esperadas. Os
cálculos foram realizados para as temperaturas de 25, 40 e 55ºC.
Os valores obtidos com o ensaio de calor específico expressam a influência
desta propriedade na capacidade de armazenamento de calor do material (ANDRADE,
1997). Tal propriedade é fundamental para o cálculo analítico de condutividade
térmica dos concretos, porém seus valores absolutos não expressam a capacidade real
de isolamento térmico dos materiais. A Tabela 6.7 apresenta os resultados de calor
específico nas temperaturas distintas, com os respectivos coeficientes de variação em
percentagem, para avaliação das diferenças entre os concretos. Os resultados mostram
que, no geral, não houve diferença expressiva entre os valores de calor específico das
diferentes classes CLAA. Entretanto, a partir do gráfico da Figura 6.18 podem ser
observadas duas tendências: crescimento do calor específico com a incorporação de
fibras de sisal; e decréscimo do calor específico nas misturas contendo reforço em
fibras de aço.
86
Comparando os concretos leves com o de massa específica convencional,
observou-se valores maiores de calor específico nas misturas de CLAA, à exceção da
mistura CLAA 1000FA, que apresentou calor específico menor que o concreto CAA
40 nas três faixas de temperatura, e a mistura CLAA 7030FA, com menor calor
específico aos 40 e 55ºC.
Tabela 6.7 – Valores médios de calor específico, dos concretos produzidos, com os respectivos coeficientes de
variação (em %, entre parênteses).
Misturas
Calor específico (J/kg.K)
Temperatura (ºC)
25 40 55
CLAA 1000 1134 (± 1,6) 1197 (± 5,8) 1260 (± 7,7)
CLAA 1000FA 1013 (± 3,9) 1076 (± 3,0) 1139 (± 6,7)
CLAA 1000FS 1180 (± 0,8) 1243 (± 2,2) 1306 (± 0,4)
CLAA 7030 1088 (± 0,3) 1151 (± 0,7) 1214 (± 1,7)
CLAA 7030FA 1076 (± 8,0) 1109 (± 6,9) 1139 (± 0,1)
CLAA 7030FS 1118 (± 4,3) 1180 (± 2,2) 1243 (± 2,1)
CAA40 1050 (± 0,5) 1113 (± 8,6) 1176 (± 2,4)
Figura 6.18 – Calor específico dos concretos produzidos, para as temperaturas de 25, 40 e 55 ºC, com os
respectivos desvios-padrão.
0
400
800
1200
1600
Cal
or
esp
ecíf
ico
(J/k
g.K
)
25 40 55
Temperatura (ºC)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CAA 40
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
87
6.4.2. Difusividade Térmica
Os resultados de difusividade térmica obtidos para os concretos referem-se a
ensaios realizados em dois corpos de prova submetidos a três diferentes temperaturas,
conforme descrito no item 3.10.2. Esta propriedade indica a capacidade de difusão de
calor em todas as direções do corpo e a facilidade que sofrerá ou não variações de
temperatura (ANDRADE, 1997).
Os valores médios de difusividade térmica dos concretos estudados em cada
temperatura de ensaio e seus respectivos coeficientes de variação em percentagem
estão apresentados na Tabela 6.8 e a Figura 6.19 ilustra as variações encontradas. É
evidente a diferença entre os resultados obtidos para o concreto CAA 40 e as misturas
leves, sobretudo para a classe CLAA 7030, com valores entre 0,05 e 0,06, em
coerência com os resultados abordados por ANDRADE (1997), que aos 20, 40 e 60ºC
apresentou valores de 0,054, 0,053 e 0,053 respectivamente, para concretos contendo
argila expandida como agregado. Os resultados indicaram que, em relação à mistura
de massa específica convencional, aquela que apresentou maiores diferenças entre os
valores de difusividade térmica foi a amostra em que se substituiu parcialmente areia
natural e não se utilizou fibras (CLAA 7030) com resultados até cerca de 47%
menores (no caso do ensaio à 20ºC).
Tabela 6.8 – Valores médios de difusividade térmica dos concretos produzidos, com os respectivos
coeficientes de variação (em %, entre parênteses).
Misturas
Difusividade térmica (m²/dia)
Temperaturas de ensaio (ºC)
20ºC 40ºC 60ºC
CLAA 1000 0,0630 (± 12,9) 0,0636 (± 10,2) 0,0648 (± 1,0)
CLAA 1000FA 0,0639 (± 5,6) 0,0671 (± 14,8) 0,0684 (± 2,4)
CLAA 1000FS 0,0603 (± 6,7) 0,0615 (± 2,7) 0,0671 (± 4,7)
CLAA 7030 0,0479 (± 16,3) 0,0512 (± 8,5) 0,0549 (± 12,6)
CLAA 7030FA 0,0569 (± 4,3) 0,0596 (± 4,9) 0,0552 (± 0,6)
CLAA 7030FS 0,0592 (± 1,8) 0,0560 (± 3,4) 0,0559 (± 0,9)
CAA40 0,0907 (± 6,1) 0,0786 (± 0,4) 0,0961 (± 3,4)
88
Figura 6.19 – Difusividade térmica dos concretos produzidos, durante os ensaios à 20, 40 e 60 ºC, com os
respectivos desvios-padrão.
Diversos fatores podem influenciar os resultados de difusividade obtidos.
Quanto maior o volume de material isolante empregado, menores serão os valores
desta propriedade (ANDRADE, 1997). Isto explica os resultados superiores de
difusividade obtidos para as misturas da classe CLAA 1000 em relação às misturas em
CLAA 7030, já apresentados na Tabela 6.8 e ilustrados pela Figura 6.19. Os concretos
da dosagem CLAA 7030 possuem em sua composição 0,439 m³ de argila expandida
para cada 1m³ de concreto produzido, um volume 14,5% maior do que os concretos da
dosagem CLAA 1000, com argila expandida apenas na fração graúda. Outro fator
preponderante e já abordado na literatura é a redução da relação água-cimento.
ANDRADE (1997) constatou que os valores de difusividade térmica de pastas de
cimento aumentaram conforme se reduzia a relação a/c. No presente estudo, pôde-se
observar a mesma tendência, com resultados de difusividade térmica inferiores para a
matriz leve autoadensável CLAA 7030, que teve maior relação água-cimento do que a
matriz CLAA 1000, conforme ilustrado na Figura 6.20.
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
Dif
usi
vid
ade
(m²/
dia
)
20 40 60
Temperatura (ºC)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CAA 40
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
89
Figura 6.20 – Difusividade térmica das matrizes CLAA 1000 e CLAA 7030, durante os ensaios à 20, 40 e 60
ºC, com os respectivos desvios-padrão.
Curvas típicas de resfriamento dos concretos, obtidas através dos ensaios de
difusividade térmica, também foram adotadas para caracterização dos materiais quanto
ao seu comportamento térmico e estão ilustradas nos gráficos Tn/Ti versus Tempo da
Figura 6.21. As curvas de resfriamento foram traçadas a partir de relações entre as
temperaturas submetidas ao corpo de prova durante o ensaio (registradas a cada
intervalo de 5 minutos), Tn, e sua temperatura inicial, Ti, em função do tempo de
realização do ensaio. As curvas expressam claramente que o tempo resfriamento do
concreto CAA 40 foi inferior em todos os ensaios, justificando sua alta capacidade de
difusão de calor e os consequentes valores de difusividade térmica em relação aos
concretos leves. Nota-se também que as curvas de resfriamento dos concretos CLAA
1000 são bem próximas umas das outras, assim como as da classe CLAA 7030, o que
indica uma similaridade ou alterações bem pequenas nos valores de difusividade
térmica entre as misturas de cada classe de concreto leve. Este comportamento foi
observado nas três temperaturas avaliadas. Vale ressaltar que essa característica
associada ao menor módulo de elasticidade, em comparação com os concretos
convencionais, confere aos concretos leves produzidos neste trabalho vantagens no
que diz respeito ao desenvolvimento de tensões de origem térmica em aplicações
massivas (METHA e MONTEIRO, 2008).
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
Dif
usi
vid
ade
(m²/
dia
)
20 40 60
Temperatura (ºC)
CLAA 1000 - a/c = 0,51
CLAA 7030 - a/c = 0,60
90
(a) (b)
(c)
Figura 6.21 – Curvas de resfriamento dos concretos, durante os ensaios de difusividade térmica aos 20ºC (a),
40ºC (b) e 60ºC (c).
6.4.3. Condutividade Térmica
A partir dos resultados de condutividade mostrados na Tabela 6.9 observou-se
que a incorporação de reforço fibroso, independente do tipo, aumentou a capacidade
de condução de calor nos concretos, nas duas classes de CLAA. A mistura CLAA
1000FA apresentou acréscimos de cerca de 3% em relação à sua matriz sem fibra, e a
amostra CLAA 1000FS apresentou condutividade similar à matriz. No caso das
misturas CLAA 7030, a mesma tendência foi encontrada, porém o ganho de
condutividade térmica nas misturas fibrosas foi mais expressivo, sendo cerca de 22% e
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2T
n /
Ti
0 30 60 90 120 150 180 210
Tempo (minutos)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
CAA 40
T=20ºC
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
Tn /
Ti
0 30 60 90 120 150 180 210
Tempo (minutos)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
CAA 40
T=40ºC
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
Tn /
Ti
0 30 60 90 120 150 180 210
Tempo (minutos)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
CAA 40
T=60ºC
91
29% maior nos concretos CLAA 7030FA e CLAA 7030FS, respectivamente, em
relação ao CLAA 7030. Este fato pode ser explicado pela substituição de argila
expandida na fração graúda (material com maior capacidade isolante nos sistemas) por
fibras de aço e sisal.
Tabela 6.9 – Valores de condutividade térmica dos concretos, obtidos analiticamente através da equação 6.1.
Misturas Condutividade térmica
k (W/m.K)
CLAA 1000 1,46
CLAA 1000FA 1,50
CLAA 1000FS 1,48
CLAA 7030 1,06
CLAA 7030FA 1,29
CLAA 7030FS 1,37
CAA40 2,65
O coeficiente de condutividade térmica depende principalmente da composição
da mistura. Nesta abordagem, o tipo e volume dos agregados utilizados são fatores
fundamentais para a variação nos valores do coeficiente k. Conforme esperado, os
valores de condutividade térmica para todas as misturas leves autoadensáveis foram
menores do que no concreto autoadensável contendo agregados comuns (CAA 40),
comprovando que a presença de agregados porosos de argila expandida aumenta a
capacidade de isolamento térmico do material. A Figura 6.22 exemplifica essas
diferenças, mostrando que as misturas com maior volume de argila expandida em sua
composição (classe CLAA 7030) resultaram nos menores valores de condutividade
térmica apresentados. Em destaque, principalmente, para a matriz CLAA 7030, com
valor de k igual a 1,06 W/m.K, resultado 60% mais baixo do que a mistura CAA 40.
Os resultados de condutividade térmica obtidos pelos concretos leves
autoadensáveis desenvolvidos obtiveram índices de condutividade térmica menores do
que 1,75 W/m.K, valor aproximado adotado para concretos comuns de consumo de
material cimentício da ordem de 300 kg/m³ e massa específica entre 2200 e 2400
kg/m³, conforme a NBR 15220/2005. A referida norma trata do desempenho térmico
em edificações e apresenta valores de condutividade térmica para concretos em
diferentes faixas de massa específica. Para concretos de massa específica entre 1600 e
92
1800 kg/m³ o índice k abordado pela NBR 15220/2005 é de 1,05 W/m.K, e no
presente estudo, as misturas autoadensáveis da classe CLAA 7030 se aproximaram
deste valor, sobretudo a matriz não fibrosa com valor de condutividade de 1,06
W/m.K, conforme já citado anteriormente. Os valores de k encontrados para as
misturas de CLAA foram, de modo geral, semelhantes aos resultados encontrados por
SACHT et al. (2010) que apresentaram índices de condutividade térmica de 1,39 e
1,06 W/m.K em concretos leves comuns (contendo argila expandida) de massa
específica igual 2014 e 1781 kg/m³, respectivamente.
Figura 6.22 – Condutividade térmica dos concretos produzidos.
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Co
nd
uti
vid
ade
térm
ica
(W/m
.K)
Concretos
93
6.5 Retração
Nesta etapa da caracterização do comportamento dos concretos leves
autoadensáveis foram apresentados e discutidos os resultados referentes às
propriedades de retração autógena e retração por secagem dos concretos leves
autoadensáveis. No ensaio de retração autógena não se analisou a influencia da
incorporação de fibras, confrontando apenas os resultados entre as matrizes, CLAA
1000 e CLAA 7030. Para a avaliação da retração por secagem, além das matrizes de
CLAA, os respectivos compósitos leves reforçados com 0,5% de fibras de aço ou sisal
também foram estudados.
6.5.1. Retração Autógena
Curvas médias de retração autógena em função do tempo, até 80 dias, são
apresentadas para as matrizes em concreto leve autoadensável. Estes resultados são
discutidos a partir do gráfico da Figura 6.23 e dos valores de deformação por retração
autógena das amostras aos 7, 28 e 80 dias de idade (Tabela 6.10).
As curvas apresentadas mostraram que durante as primeiras idades,
principalmente até os primeiros 20 dias, o concreto leve com maior quantidade de
argila expandida, CLAA 7030, obteve em média, menores deformações provenientes
de retração autógena. Conforme descrito pela Tabela 6.10, nos primeiros sete dias de
idade a mistura em questão apresentou deformações de 71 με, 28% menor do que na
matriz CLAA 1000 com retração autógena de 98 με. No entanto, entre 7 e 28 dias, a
tendência foi sendo alterada, e as variações dimensionais entre os dois tipos de
concretos leves autoadensáveis começaram a se aproximar. O comportamento
apresentado nas primeiras idades pelos concretos leves era esperado e conforme SHI e
Wu (2005) deve ser explicado pelo transporte de água para o interior da matriz
cimentícia oriundo dos agregados leves saturados capazes de proporcionar um
processo de cura interna melhorada. Este fenômeno foi denominado por WEBER e
REINHARDT (1997) como cura autógena do concreto.
Até os 28 dias de idade entre 60% e 90%, aproximadamente, das deformações
em concretos causadas por retração autógena já ocorreram (ACKER et al., 2001). E,
94
no presente estudo, em consonância com a afirmativa anterior, as matrizes CLAA
1000 e CLAA 7030, apresentaram seus respectivos valores de retração autógena aos
28 dias iguais a cerca de 85%, 87% dos resultados obtidos aos 80 dias.
Cabe ressaltar que as deformações de retração autógena encontradas nos
diferentes tipos de concretos autoadensáveis estudados encontram-se entre 150 e 170
με após 80% da deformação final determinada, variando no máximo em 14 με entre as
misturas aos 80 dias, o que está em consonância com os resultados da literatura
obtidos por COSTA et al. (2010) em concretos leves autoadensáveis que apresentaram
deformações de retração autógena entre 100 e 150 με dos 28 aos 80 dias, além de SHI
e Wu (2005), que apresentaram resultados de cinco diferentes misturas, também em
concreto leve autoadensável, entre 100 e 400 με
Figura 6.23 – Curvas médias, retração autógena versus tempo, das matrizes produzidas.
Tabela 6.10 – Valores médios de retração autógena aos 7, 28 e 80 dias, para as matrizes produzidas.
Misturas
Deformação de retração autógena (με)
Tempo (dias)
7 28 80
CLAA 1000 98 135 158
CLAA 7030 71 140 162
-250
-200
-150
-100
-50
0
Ret
raçã
o a
utó
gen
a ( )
0 20 40 60 80 100
Tempo (dias)
CLAA 1000
CLAA 7030
95
6.5.2. Retração por Secagem
Curvas médias de retração por secagem em função do tempo foram obtidas a
partir dos 28 dias de idade (tempo de início do ensaio, descrito em 3.11.2) em escala
linear e semi logarítmica para todos concretos leves estudados e estão apresentadas
nos gráficos (a) e (b) da Figura 6.24, respectivamente. A utilização da escala semi
logarítmica teve como objetivo analisar alterações entre as deformações provenientes
de retração por secagem dos concretos com relação à cinética das reações de
hidratação. A variação de massa de água durante o ensaio também foi avaliada e está
relacionada com a idade dos concretos (também, a partir dos 28 dias) na Figura 6.25.
Conforme apresentado na Figura 6.24(a), a utilização do reforço fibroso na
classe de concretos leves CLAA 7030 acarretou em variações nos valores de retração
por secagem, na ordem de 70 με aos 100 dias. Enquanto a mistura sem fibras CLAA
7030 apresentou deformação de retração por secagem igual a 687 με, aos 100 dias de
ensaio, os compósitos reforçados com 0,5% de fibras, CLAA 7030 FA e CLAA
7030FS, apresentaram variações dimensionais iguais a 639 με e 615 με,
respectivamente, equivalentes a reduções de aproximadamente 7% e 10% em relação à
sua matriz não fibrosa. Em relação à cinética da retração por secagem na classe do
material em questão, a utilização das fibras não apresentou variações expressivas
(Figura 6.24b) em comparação com o concreto CLAA 7030. Com relação à classe de
concretos CLAA 1000, a incorporação de fibras de aço interferiu no comportamento
do material de maneira diferente. Neste caso, enquanto a mistura sem fibras, aos 70
dias de ensaio, sofreu deformações de retração por secagem de 483 με, a mistura
reforçada com fibras de aço, CLAA 1000FA, apresentou deformação igual a 542 με,
ou seja, aproximadamente 12% maior do que sua matriz. Já as amostras com reforço
em fibras de sisal apresentaram reduções médias de 11%, 56 με, comportamento
similar ao encontrado na classe CLAA7030. A cinética do processo de retração por
secagem também não sofreu modificações consideráveis com a incorporação de fibras
nos concretos CLAA 1000.
96
(a) (b) Figura 6.24 – Curvas médias de retração por secagem versus tempo dos concretos, com início aos 28 dias de
idade: em escala linear (a); e semi logarítmica (b).
É importante destacar que esta propriedade está intrinsecamente ligada à
quantidade de água perdida do corpo para o meio externo, e que as misturas
produzidas têm relações água-cimento diferentes entre cada uma das classes de
concreto propostas. Então, para a discussão desses resultados cabe relembrar que as
misturas leves das classes CLAA 1000 e CLAA 7030 têm relações água-material
cimentício iguais a 0,36, 0,42, respectivamente. Neste caso, a quantidade de água
existente em diferentes relações em cada uma das matrizes desenvolvidas está
diretamente relacionada às diferenças entre os resultados obtidos no ensaio de retração
por secagem. Este fato pode ser comprovado a partir da Figura 6.25, onde está
evidente que as misturas com menor relação a/c em sua composição apresentaram
menores taxas de variação de massa de água em função do tempo e consequentemente
menores valores de deformação de retração por secagem (Figura 6.24). Além disso, é
importante ressaltar que os concretos com maior quantidade de agregados leves
apresentaram maior retração. De acordo com a ACI 213R-03 (2003), em concretos
compostos somente por agregados leves, a substituição parcial ou total destes, na
fração fina, por outros de massa específica comum, como areia natural, normalmente
reduzem as deformações oriundas da retração por secagem. De forma geral, o aumento
da retração por secagem dos concretos leves em relação à concretos convencionais
pode ser explicado pela elevada porosidade do agregado (ACI 213R-03, 2003).
-800
-700
-600
-500
-400
-300
-200
-100
0R
etra
ção p
or
seca
gem
()
0 20 40 60 80 100 120
Tempo (dias)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
-800
-700
-600
-500
-400
-300
-200
-100
0
Ret
raçã
o p
or
seca
gem
()
0,1 1 10 100 1000
Tempo (dias)
97
Figura 6.25 – Curvas médias de variação da massa de água versus tempo dos concretos, obtidas pelo ensaio
de retração por secagem, com inicio aos 28 dias.
É importante destacar que TOLEDO FILHO et al., (2001) concluíram que a
retração por secagem dos concretos aumentou com a incorporação de reforço com
fibras vegetais em materiais cimentícios. Este fato foi atribuído à elevada porosidade
das fibras, o que originou na criação de caminhos e possibilitou maior movimentação
da água no interior da matriz cimentícia. Neste caso específico da utilização em
concreto leve autoadensável, entretanto, o uso de fibras de sisal acarretou em
diminuição da retração, muito provavelmente devido ao tamanho e quantidade de
poros existentes nos agregados leves de argila expandida e, principalmente, em função
da substituição do volume de agregado poroso por reforço fibroso.
As relações entre as deformações de retração por secagem e as variações de
massa de água das amostras dos concretos leves autoadensáveis foram obtidas a partir
das leituras realizadas para cada mistura avaliada, representadas por uma nuvem de
pontos apresentadas na Figura 6.26. Neste caso, pode-se observar a maior retração dos
concretos CLAA 7030 em relação aos demais. Para uma retração de 500 με, por
exemplo, percebe-se que os concretos CLAA 7030 apresentaram variação de massa
em torno de 2%, enquanto os concretos CLAA 1000 variaram em torno de 1,5%.
-3,0
-2,5
-2,0
-1,5
-1,0
-0,5
0,0
Var
iaçã
o d
e m
assa
de
águ
a (%
)
0 20 40 60 80 100 120
Tempo (dias)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
98
Figura 6.26 – Relação entre retração por secagem e a variação da massa de água dos concretos.
0
100
200
300
400
500
600
700
800
Ret
raçã
o p
or
seca
gem
()
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Variação da massa de água (%)
CLAA 1000
CLAA 1000FA
CLAA 1000FS
CLAA 7030
CLAA 7030FA
CLAA 7030FS
99
7 ESTUDO DE CASO: APLICAÇÃO DO
CLAA NA PRODUÇÃO DE PAINÉL
ESTRUTURAL
Complementando o estudo, o presente capítulo apresenta o desenvolvimento de
um painel de vedação pré-fabricado para edificações produzido com uma das misturas
de concreto leve autoadensável desenvolvidas (CLAA 7030FA). A escolha por um
elemento de vedação foi feita para avaliação da trabalhabilidade do concreto em uma
aplicação real. Foram avaliadas as condições de mistura, lançamento e acabamento da
peça, uma vez que o estudo envolve um material que, teoricamente, apresenta
vantagens na velocidade de construção, facilidade de lançamento, não necessita de
vibração e proporciona melhores condições de acabamento dos componentes.
7.1 Produção e moldagem do elemento
Para a produção do elemento foi utilizada uma forma metálica já adotada
anteriormente na fabricação de painéis pré-fabricados de argamassa armada. Estes
painéis foram confeccionados para a construção da sede da empresa Sanebrás, no Rio
de Janeiro, em projeto do arquiteto Zeca Franco Corrêa em 1988. A Figura 7.1 ilustra
algumas etapas da utilização do molde metálico e da peça em argamassa armada, além
da edificação construída com esse sistema estrutural.
100
(a) (b)
(c) (d)
Figura 7.1 – (a) preparação da forma para preenchimento com argamassa; (b) painel após desmoldagem; (c)
posicionamento dos painéis durante a construção; (d) edifício sede.
A forma metálica utilizada é composta por duas chapas dobradas e enrijecidas,
com perfis quadrados posicionados na parte externa, que ao posicionadas uma sobre a
outra se encaixam (através de pinos guias), formando o molde do elemento (Figura
7.2a e b). A fixação entre as chapas é realizada com pinos e chavetas, conforme
ilustrado na Figura 7.2 (c). Antecedendo ao fechamento da forma, as chapas foram
untadas com cera para madeira de consistência pastosa para facilitar sua retirada, e a
armadura foi posicionada. Este molde foi desenvolvido para o lançamento do concreto
ou argamassa na vertical, ou seja, na posição em que a peça vai trabalhar após
localizada na edificação. Tal fato dificultou o lançamento do concreto devido à
reduzida espessura da peça (20 mm) (Figura 7.2d), sobretudo a passagem dos
agregados graúdos utilizados nos concretos leves autoadensáveis desenvolvidos.
Contudo, esse fato foi determinante na seleção da peça, uma vez que é um elemento de
difícil concretagem, independente do tipo de concreto utilizado.
101
(a) (b)
(c) (d)
Figura 7.2 – Forma metálica: (a) vista da parte interna das placas que compõe a forma; (b) forma fechada;
(c) sistema de fixação entre as placas; e (d) vista da parte superior da forma montada, onde ocorre o
lançamento do concreto.
De forma a manter a configuração original da peça foram utilizadas quatro
barras de armadura de diâmetro de 4,75 mm, sendo duas em cada extremidade (Figura
7.3 e Figura 7.4). O componente estrutural produzido tem seção em formato de “U”
(Figura 7.5) e altura de 2400 mm.
Figura 7.3 – posicionamento da armadura no interior da seção “U” do painel produzido. Desenho em escala
1:5, cotas em mm.
20mm
chaveta
pino
102
Figura 7.4 – vista V1; amarração da armadura da borda do painel. Desenho em escala 1:5, cotas em mm.
Figura 7.5 – detalhe da seção “U” do painel produzido. Desenho em escala 1:5, cotas em mm.
O concreto CLAA 7030FA foi selecionado para o estudo devido ao bom
desempenho frente aos diferentes ensaios realizados nesse trabalho, e por conter fibras
em sua composição, o que certamente dificulta os procedimentos de moldagem. Dois
painéis foram moldados seguindo os procedimentos de mistura adotados na produção
dos concretos durante toda a caracterização dos CLAA (item 5.2). O lançamento do
concreto à forma foi realizado com baldes (Figura 7.6a). Por se tratar de uma peça
delgada, durante a produção foi necessário a utilização de um martelo de borracha para
a aplicação de golpes na forma a fim de facilitar a passagem do concreto através da
estreita seção que conforma o elemento (Figura 7.6b). O painel consumiu um volume
de aproximadamente 32 litros de concreto e levou cerca de 20 minutos para ser
preenchido por duas pessoas desde o instante em que se retirou o primeiro balde com
concreto do misturador. Levando em consideração o tempo de mistura do material, o
tempo total para realização da concretagem foi cerca de 40 minutos. A desforma da
peça foi realizada após três dias e ocorreu sem dificuldades e sem nenhum dano ao
painel.
Após um período de 28 dias em cura, em câmara úmida, um dos painéis foi
serrado com disco diamantado no sentido longitudinal para avaliação da uniformidade
na distribuição dos agregados e fibras e o aspecto interno do concreto.
103
(a) (b)
(c) (d)
Figura 7.6 – Etapas de produção do painel estrutural: (a) lançamento do CLAA através de baldes; (b) golpes
com martelo de borracha durante o preenchimento; (c) painel desmoldado ainda aderido à uma das placas
do molde; e (d) desmoldagem completa do painel.
7.2 Avalição das propriedades
Após o desmolde, verificaram-se as condições de acabamento do painel.
Observou-se que o elemento apresentou excelente aspecto em sua superfície, com
uniformidade na distribuição de concreto leve autoadensável ao longo de todo seu
comprimento. Conforme observado na Figura 7.7, com sequências de imagens do
painel inteiro (Figura 7.7 (a), (b) e (c)), topo, meio e base das duas faces (Figura
7.7(c), (d), (e), (f), (g) e (h)) e ampliações das bordas (Figura 7.7 (i), (j) e (k)), não
foram encontrados sinais de segregação dos agregados e fibras, bolhas, vazios e nem
variação da homogeneidade e coloração das superfícies. Cabe ressaltar, ainda, que não
houve danos, nem fissuras visíveis nas bordas e extremidades do elemento durante a
desmoldagem, transporte manual e armazenamento, mesmo com apenas três dias de
cura. Este aspecto é relevante para o desenvolvimento de um elemento estrutural pré-
104
fabricado, visto que pequenos defeitos podem ser corriqueiros durante todo um
processo de produção industrializada.
(a) (b) (c)
(d) (e) (f)
(g) (h) (i)
(j) (k) (l)
Figura 7.7 – Painel inteiro (a), (b) e (c); da esquerda para a direita, topo, meio e base do painel (d), (e), (f),
(g), (h) e (i); e ampliações (j), (k) e (l).
105
Complementando a caracterização do elemento, após desmoldagem e avaliação
de sua superfície, realizaou-se um corte longitudinal em um dos painéis. Constatou-se
que as propriedades de autocompactação do material foram atendidas, mesmo em uma
concretagem de difícil execução, sem nenhum tipo de segregação visivelmente
encontrado. Observou-se, conforme previsto analisando a qualidade superficial do
elemento, que a distribuição dos agregados ocorreu de maneira uniforme ao longo de
toda a seção, assim como, a presença de fibras de aço em sua extensão. A Figura 7.8
apresenta imagens de vários trechos ao longo da seção longitudinal do painel pré-
fabricado.
(a) (b) (c)
(d) (e) (f)
Figura 7.8 – Seção longitudinal do painel: (a) topo; meio (b), (c), (d) e (e); base (f)
106
Por fim, testes experimentais de flexão em placas, extraídas do painel em duas
direções distintas, foram realizados aos 28 dias de cura úmida. Os ensaios de
resistência à flexão em placas foram feitos com amostras de 400 x 100 x 20 mm, com
vão livre igual de 300 mm e, realizados com controle de deslocamento do travessão a
uma taxa de carregamento de 0,1 mm/min, em semelhança aos procediemtno
realizados nos ensaios de resistência à tração na flexão descrito no item 3.8.2. Os
ensaios de resistência à flexão permitiram a obtenção dos valores de carga de ruptura e
deslocamento no meio do vão livre. Os deslocamentos foram obtidos por meio de
LVDT fixado a uma base magnética (Figura 7.10).
Figura 7.9 – (a) definição das direções dos cortes; (b) placas (corte H, nesse caso) de 400 x 100 x 20 mm
recortadas; e (c) aparato para realização do ensaio experimental.
Está analise visou verificar a influência do reforço fibroso no comportamento
sob flexão em placas do concreto adotado, além de, constatar se houve ou não uma
tendência de orientação das fibras em uma determinada direção ao longo da altura do
elemento produzido. As placas foram recortadas com auxílio de uma serra circular de
disco segmentado e diamantado. Foram ensaiadas quatro placas na direção vertical e
quatro na direção horizontal ao plano longitudinal do painel moldado e, nomeadas por
corte V (vertical) e corte H (horizontal), segundo os sentidos dos cortes realizados. A
Figura 7.10(a) apresenta a orientação dos cortes marcadas no painel e a Figura 7.10(b)
as placas recortadas adotadas para o ensaio.
107
(a) (b)
Figura 7.10 – (a) definição das direções dos cortes; (b) placas (corte H) de 400 x 100 x 20 mm recortadas.
Curvas tensão versus deslocamento foram analisadas para tensões de primeira
fissura e para tensão máxima pós-fissuração. As curvas típicas apresentadas pelo
gráfico da Figura 7.11(a) mostraram que houve diferenças expressivas entre o
comportamento das placas de CLAA 7030FA cortadas em direções disitintas quando
submetidas à esforços de flexão. É evidente, principalmente, a capacidade de
manutenção de carga das amostras corte H após a ocorrência da primeira fissura
enquanto que as placas corte V apresentaram uma ruptura frágil. Segundo a análise
estatística realizada, ANOVA, as diferenças entre os resultados apresentados pelas
placas foram significativas, o valor de resistência à flexão das placas V foi, em média,
36% menor do que as placas H, já em relação aos valores de deslocamento referente a
tensão de primeira fissura o resultado médio das placas corte V foi cerca de 20%
menor.
Os resultados dos ensaios de flexão nas placas apresentaram desempenho
superior para as peças cortadas na horizontal, corte H, indicando uma tendência de
orientação das fibras nesta direção, conforme sugerido pelo exemplo da Figura
7.11(b).
108
(a) (b)
Figura 7.11 – (a) Curvas típicas, tensão versus deslocamento, das placas corte V e corte H da mistura CLAA
7030FA; (b) exemplo sugerido de tendência preferencial de orientação das fibras na direção horizontal.
0
2
4
6
8
Ten
são
(MP
a)
0 1 2 3 4
Deslocamento (mm)
CORTE V
CORTE H
109
8 CONSIDERAÇÕES FINAIS
8.1 Conclusões
Com base nos resultados apresentados nesta dissertação é possível concluir, de
forma geral, que os agregados leves de argila expandida adotados na confecção das
misturas permitiram a produção de misturas de elevada fluidez e plasticidade no
estado fresco, assim como em concretos autoadensáveis com agregados de massa
específica convencional. As elevadas propriedades reológicas obtidas no estado fresco
pelas matrizes estiveram associadas à excelente distribuição dos agregados por toda a
matriz cimentícia, sem a existência de segregação ou exsudação, o que possibilitou a
classificação dos concretos como leves autoadensáveis.
As propriedades reológicas desses concretos foram mantidas mesmo com a
incorporação de 0,5%, em volume, de fibras de aço (exceto nos resultados do ensaio
no funil ”V” com tempo acima de 25 segundos), sem que fosse necessário qualquer
tipo de alteração na composição da matriz inicialmente dosada. A utilização de fibras
de sisal na mesma fração volumétrica adotada para as fibras de aço, entretanto, não
permitiu o mesmo comportamento no estado fresco dos concretos devido ao seu alto
teor de absorção.
A incorporação de agregados leves propiciou a produção de concretos com
massa específica entre 1700 e 1900 kg/m³. Considerando que a mistura convencional
110
desenvolvida (CAA 40) apresentou massa específica de 2403 kg/m³, as misturas leves
autoadensáveis desenvolvidas apresentaram valores de massa específica até 30%
inferiores, com destaque para a mistura CLAA 7030 (1749 kg/m³).
A compressão uniaxial das duas classes de concretos leves autoadensáveis
atendeu às exigências estabelecidas durante o procedimento de dosagem, com valores
em torno de 35 MPa. Todas as misturas leves autoadensáveis desenvolvidas se
encontraram classificadas na faixa de concretos leves estruturais definida pelo ACI
213R-03 (2003). Além disso, os concretos leves apresentaram valores de resistência à
compressão acima de 20 MPa após 1 dia de cura em função do cimento de alta
resistência inicial adotado e sua evolução se mostrou coerente até os 28 dias de cura
úmida. O fator de eficiência dos concretos foi superior em todas as misturas leves em
comparação ao concreto de massa específica convencional CAA 40.
O comportamento mecânico das matrizes sob esforços de tração na flexão e
tração direta não obteve variações expressivas se comparados entre si, em
concordância com os resultados verificados sob compressão.
Apesar de ter originado, em determinadas misturas, pequenas reduções em
relação aos valores de resistência à compressão aos 28 dias, módulo de elasticidade e
deformação axial das matrizes leves autoadensáveis, a incorporação de fibras de sisal
ou aço se mostrou eficiente em relação ao processo de propagação de fissuras nos
concretos, possibilitando maiores deformações ao material, sobretudo na região pós-
primeira fissura. De modo geral, conforme esperado, a utilização de reforço fibroso
acarretou benefícios ao comportamento pós-fissuração dos concretos em relação à
capacidade de absorção de energia e de cargas de impacto do material.
Os concretos leves autoadensáveis apresentaram propriedades térmicas de
acordo com a literatura sobre concretos convencionais contendo argila expandida.
Frente ao desempenho apresentado pela mistura de massa específica convencional,
todos os CLAA desenvolvidos obtiveram performance elevada na capacidade de
isolamento térmico do material, com índices de condutividade térmica até 60%
menores, como foi o caso da matriz de menor massa específica CLAA 7030.
111
O processo de cura interna melhorada proporcionado pelo uso de agregados
leves e porosos de argila expandida foi fundamental para a obtenção dos baixos
valores de retração autógena apresentado pelas matrizes leves autoadensáveis.
Destaca-se, principalmente, esta eficiência durante as primeiras idades, quando a
mistura contendo mais argila expandida (CLAA 7030) obteve menores deformações
de retração autógena do que a mistura CLAA 1000.
As deformações de retração por secagem foram maiores nas misturas da classe
CLAA 7030 do que nos concretos CLAA 1000, em consequência do maior volume de
agregados leves em sua composição. A partir dos percentuais de variação de massa de
água concluiu-se, também, que a maior relação a/c das misturas CLAA 7030 também
influenciou nos elevados resultados de retração por secagem.
O procedimento de moldagem do painel pré-fabricado com a mistura leve
autoadensável reforçada com fibras de aço (CLAA 7030FA) foi realizado sem
problemas e sem nenhum tipo de vibração mecânica, apenas com o auxílio de golpes
com um martelo de borracha à forma para facilitar a passagem dos agregados e fibras
pela estreita seção conformada pelo molde metálico. A desforma também ocorreu sem
dificuldades e sem danos às bordas e extremidades do painel, que apresentou
excelentes condições de acabamento das superfícies sem sinais de segregação dos
agregados e fibras, bolhas, vazios e nem variação da homogeneidade e cor. Por fim,
pode-se concluir que a produção do painel comprovou as adequadas propriedades
reológicas obtidas pelo concreto leve autoadensável fibroso a partir da viabilidade da
moldagem e dos aspectos superficiais e internos alcançados ao final do processo.
112
8.2 Sugestões para Trabalhos Futuros
No presente trabalho foram desenvolvidos concretos leves autoadensáveis e
investigadas diversas propriedades e características do estado fresco e endurecido do
material, além de propor sua utilização em um elemento pré-fabricado. Todavia, seria
relevante a avaliação dos impactos ambientais (encapsulamento de CO2, energia
embutida, eficiência energética do ambiente construído e análise de ciclo de vida) para
o novo material desenvolvido.
Como sugestão, também seria interessante a inclusão de cinzas residuais da
casca de arroz e do bagaço de cana-de-açúcar como substituto parcial de cimento
Portland e resíduos de demolição e construção (RCD) como agregado miúdo em
benefício da produção de um material menos impactante ao meio ambiente, em união
à utilização dos agregados leves de argila expandida.
Para aprofundar o desenvolvimento dos painéis realizados neste trabalho seria
relevante caracterizá-los física e mecanicamente (através de ensaios estruturais), além
de modelar numericamente o comportamento térmico e mecânico do painel frente aos
esforços atuantes com auxílio de um programa em Elementos Finitos, por exemplo.
O desenvolvimento de um processo construtivo racionalizado para utilização
dos painéis em habitações, assim como a modelagem computacional do conforto
ambiental das habitações típicas, seria relevante para complementação dos estudos.
113
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