estudo experimental de concreto de alto desempenho utilizando ...

SANDRO EDUARDO DA SILVEIRA MENDES

ESTUDO EXPERIMENTAL DE CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO

UTILIZANDO AGREGADOS GRAÚDOS DISPONÍVEIS NA REGIÃO

METROPOLITANA DE CURITIBA

Dissertação apresentada como requisito parcial à obtenção do grau de Mestre em Engenharia Civil, Curso de Pós-Graduação em Construção Civil, Setor de Tecnologia, Universidade Federal do Paraná.

Orientador: Vladimir Antonio Paulon

CURITIBA

2002

ii

TERMO DE APROVAÇÃO

SANDRO EDUARDO DA SILVEIRA MENDES

ESTUDO EXPERIMENTAL DE CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO UTILIZANDO AGREGADOS GRAÚDOS DISPONÍVEIS NA REGIÃO METROPOLITANA DE CURITIBA

Dissertação aprovada como requisito para obtenção do grau de Mestre no Curso de Pós-Graduação em Construção Civil da Universidade Federal do Paraná, pela Comissão formada pelos professores:

Orientador: Prof. Dr. Vladimir Antonio Paulon Setor de Engenharia Civil, UNICAMP

Co-Orientador: Prof. José Marques Filho, MSc. Departamento de Construção Civil, UFPR Prof. Dr. Marcos Antônio Marino Departamento de Construção Civil, UFPR Prof.ª Dr.ª Denise Carpena Coitinho Dal Molin Departamento de Engenharia Civil, UFRGS

Curitiba, 24 de Outubro de 2002

iii

DEDICATÓRIA

Aos meus pais, João Carlos e Cléa Mara, e à Alessandra.

A minha nova família, Joelma Letícia e Tobias Netto.

A um amigo especial que partiu e deixou saudades, Amaral (in memorian).

iv

AGRADECIMENTOS

Inicialmente agradeço ao senhor meu Deus, pela oportunidade de estar aqui e

passar por mais esta experiência de vida, concluindo mais uma etapa de meu destino.

Ao meu orientador, Prof. Vladimir Antônio Paulon, pela orientação

competente, amizade e disponibilidade permanente para atender-me durante a

realização deste trabalho. Agradeço ainda pelo seu constante entusiasmo e motivação,

além de sua preocupação paterna com meu bem-estar e da minha família.

Meu especial agradecimento àquele que, se pelas regras internas do mestrado

não pode ser oficialmente meu co-orientador, o foi na prática e de fato, com sua

admirável dedicação ao ensino e à pesquisa, por suas horas disponíveis doadas a mim

em explicações práticas e incansáveis, pelas palavras de incentivo e motivação nos

momentos difíceis do trabalho e do dia-a-dia, por sempre acreditar no meu potencial,

às vezes mais do que eu mesmo, guiando-me como um pai que guia seu filho: Prof.

José Marques Filho, grande amigo e conselheiro, o meu muito obrigado!

Aos professores e funcionários do Programa de Pós-Graduação em

Construção Civil da UFPR, pelos ensinamentos e apoio recebidos.

Ao Prof. Aguinaldo, pelo apoio e também pelas discussões e críticas que me

levaram a uma motivação maior para a conclusão deste trabalho.

Aos colegas de mestrado, Janilce Messias, à Mônica Druszczi, à Adriana

Santos, à Cíntia Ribeiro, ao José Ricardo, ao César Daher, ao Wagner Mukai, ao

Gérson Barão, ao Valdair Marcante, ao Frederico Turra, ao André Giandon, ao

Roberto Giublin e ao Luciano Mozer, pelos bons momentos de convívio, pela

amizade, pelas boas conversas e discussões.

Em especial, aos meus colegas e amigos Amacin Rodrigues e Daniel

Palazzo, pelas sugestões enriquecedoras à pesquisa, pelo apoio emocional e o mais

importante, pela amizade sincera e verdadeira em todas as horas.

v

Ao Ruy Dikran e Paulo Chamecki, pelo apoio e crédito depositado em minha

pessoa e em meu trabalho, disponibilizando a estrutura do LAME para a realização dos

ensaios da pesquisa.

Ao pessoal de laboratório do LAME, Cíntia, João Carlos, Rosane, Eustáquio,

Mariano, Amauri, Roberto Zorzi, Magno, Gilson, Ezequias, Marcelo, Francisco e

Anivo, pela amizade, colaboração e contribuição no desenvolvimento dos ensaios de

laboratório. Em especial ao amigo João Luiz, pelo apoio e pela criatividade no

desenvolvimento do equipamento para retificação dos corpos-de-prova.

À Irene e ao Jéferson, pelo atendimento sempre simpático e prestativo no

dia-a-dia do laboratório.

À Soeli e Maristela, pela simpatia, carisma e boa vontade com que me

atenderam ao longo do mestrado.

Aos amigos Plínio e Milton, pela companhia agradável e amizade do dia-a-

dia durante meu período como bolsista no LAME.

À Dona Carmem e suas companheiras, pela amizade e pelo carinho com que

cuidaram da limpeza de meu ambiente de trabalho, bem como de meu guardapó e

uniforme de laboratório.

Aos professores Carlos Parchen e Eduardo Dell’Avanzi, por terem me

incentivado a ingressar no mestrado e terem encaminhado as cartas de recomendação.

Ao Prof. Freitas, que nos momentos finais deste trabalho, deu seu apoio,

substituindo-me nas atividades acadêmicas.

Ao Prof. José Manoel dos Reis, pela colaboração com a análise petrográfica

das rochas utilizadas no experimento.

A Itaipu binacional pelo apoio financeiro no primeiro ano do mestrado.

Ao LACTEC, pela bolsa de estudos e suporte financeiro durante a realização

da pesquisa experimental, ao longo desses últimos um ano e seis meses.

Às empresas, Camargo Correia Industrial S/A, Companhia de Cimentos

Itambé, Rheotec, Grace, Otto Baumgart, MBT, e às pedreiras Tancal, Basalto e

vi

Coperlit, e ao areal Costa, que gentilmente me forneceram todos os materiais

necessários à produção dos concretos estudados. Agradeço particularmente ao Thomas

da Rheotec Aditivos e ao Patrick da Grace pelo apoio técnico e suporte oferecidos.

Aos meus tios Petronilo e Helena, pela oportunidade que me deram de

estudar a língua inglesa nos EUA, o que facilitou em muito minhas pesquisas

bibliográficas na literatura internacional.

Às minhas tias Haide, Vera e Rose, professoras, que sempre me apoiaram e

incentivaram a continuar estudando, seguindo a tradição da família, que sempre foi

buscar o conhecimento não apenas para si mesmo mas para transmitir aos outros, pelo

simples prazer de ensinar.

À minha noiva Joelma Letícia e meu garoto Tobias Netto, pelo amor, dedicação,

companheirismo e compreensão que demonstraram durante todos os momentos.

Ao meu sogro, Flávio Dinão, por acreditar na minha dedicação à família e aos

estudos, apoiando-me nos momentos difíceis vivenciados ao longo deste trabalho.

À minha sogra Regina e seu companheiro Amadeu, pelas preces e orações que

contribuíram para minha paz de espírito nos momentos turbulentos durante todo o mestrado.

Aos meus pais e a minha irmã, pela torcida, incentivo, imenso carinho,

compreensão e auxílio durante todos os anos de minha vida, principalmente nestes

dois últimos.

Ao meu amigo Amaral, que sempre acreditou em mim e sabia que eu

chegaria mais longe.

A todos os demais que, direta ou indiretamente, contribuíram para a

realização deste trabalho.

vii

SUMÁRIO

LISTA DE FIGURAS ....................................................................................................................... x

LISTA DE TABELAS....................................................................................................................xiii

LISTA DE SIGLAS E SÍMBOLOS ............................................................................................... xv

RESUMO ............................................................................................................................................ i

ABSTRACT ....................................................................................................................................... ii

1. INTRODUÇÃO. ............................................................................................................................ 1

1.1 IMPORTÂNCIA DA PESQUISA............................................................................................ 1

1.2 OBJETIVOS DA PESQUISA.................................................................................................. 4

1.2.1 Objetivo Geral ....................................................................................................................... 4

1.2.2 Objetivos Específicos ............................................................................................................ 4

1.3 ESTRUTURA DA PESQUISA................................................................................................ 5

1.4 LIMITAÇÕES DA PESQUISA ............................................................................................... 6

2. CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO .................................................................................. 8

2.1 HISTÓRICO............................................................................................................................. 8

2.2 DEFINIÇÕES........................................................................................................................... 9

2.3 APLICAÇÕES ....................................................................................................................... 12

2.4 VIABILIDADE TÉCNICA E ECONÔMICA ....................................................................... 14

2.5 MATERIAIS CONSTITUINTES .......................................................................................... 16

2.5.1 Cimento ............................................................................................................................... 17

2.5.2 Agregados............................................................................................................................ 18

2.5.2.1 Agregados graúdos ............................................................................................................ 19

2.5.2.2 Agregados miúdos ............................................................................................................. 20

2.5.3 Sílica Ativa .......................................................................................................................... 21

2.5.3.1 Características físicas e químicas da sílica ativa ............................................................... 22

2.5.3.2 Dosagem de sílica ativa ..................................................................................................... 24

2.5.3.3 Efeito da sílica ativa na microestrutura do concreto.......................................................... 25

viii

2.5.3.4 Efeito da sílica ativa nas propriedades do concreto fresco e endurecido........................... 29

2.5.4 Aditivos Superplastificantes ................................................................................................ 31

2.5.4.1 Compatibilidade cimento-aditivo ...................................................................................... 37

2.5.5 Água de Amassamento ........................................................................................................ 40

2.6 PRODUÇÃO E CONTROLE DE QUALIDADE DE CAD .................................................. 40

2.7 PROPRIEDADES MECÂNICAS DO CAD.......................................................................... 41

2.7.1 Resistência à Compressão.................................................................................................... 42

2.7.2 Resistência à Tração por Compressão Diametral ................................................................ 48

2.7.3 Módulo de Elasticidade ....................................................................................................... 52

2.8 MÉTODOS DE DOSAGEM PARA CAD............................................................................. 55

3. INFLUÊNCIA DOS AGREGADOS GRAÚDOS NO CAD..................................................... 59

3.1 INTRODUÇÃO...................................................................................................................... 59

3.2 A INFLUÊNCIA DO TIPO DE AGREGADO ...................................................................... 60

3.3 A INFLUÊNCIA DA DIMENSÃO MÁXIMA DO AGREGADO........................................ 67

3.4 A INFLUÊNCIA DA GRANULOMETRIA DO AGREGADO............................................ 69

3.5 A INFLUÊNCIA DA FORMA E TEXTURA SUPERFICIAL DO AGREGADO ............... 70

3.6 A INFLUÊNCIA DA REATIVIDADE DO AGREGADO.................................................... 72

4. PROGRAMA EXPERIMENTAL.............................................................................................. 74

4.1 PLANEJAMENTO DOS ENSAIOS.......................................................................................... 75

4.2 METODOLOGIA PARA EXECUÇÃO DOS ENSAIOS.......................................................... 77

4.2.1 Seleção e Caracterização dos Materiais............................................................................... 78

4.2.1.1 Cimento ............................................................................................................................. 78

4.2.1.2 Agregados miúdos ............................................................................................................. 80

4.2.1.3 Agregados graúdos ............................................................................................................ 81

4.2.1.4 Adições.............................................................................................................................. 84

4.2.1.5 Aditivo............................................................................................................................... 85

4.2.1.6 Água de amassamento ....................................................................................................... 86

4.2.2 Proporcionamento dos Materiais ......................................................................................... 86

ix

4.2.3 Produção e Preparo dos Corpos-de-prova............................................................................ 87

4.2.4 Apresentação dos Resultados .............................................................................................. 94

4.2.4.1 Resistência à compressão axial.......................................................................................... 94

4.2.4.2 Resistência à tração por compressão diametral ................................................................. 96

4.2.4.3 Módulo de elasticidade...................................................................................................... 97

5. ANÁLISE DOS RESULTADOS ................................................................................................ 98

5.1 RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AXIAL............................................................................. 98

5.2 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL...................................... 105

5.2.1 Relação entre a Resistência à Tração (ft,sp) e a Resistência à Compressão (fc) ...................... 108

5.3 MÓDULO DE ELASTICIDADE ............................................................................................ 111

5.3.1 Relação entre o Módulo de Elasticidade (Ec) e a Resistência à Compressão (fc) ................... 113

5.4 COMPARAÇÃO COM A BIBLIOGRAFIA........................................................................... 116

5.5 CONSUMO DE MATERIAIS POR M³ DE CONCRETO...................................................... 117

6. CONSIDERAÇÕES FINAIS.................................................................................................... 123

6.1 CONCLUSÕES........................................................................................................................ 124

6.2 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS ...................................................................... 126

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................................................ 127

ANEXOS ........................................................................................................................................ 137

ANEXO 1.................................................................................................................................... 138

ANEXO 2.................................................................................................................................... 139

ANEXO 3.................................................................................................................................... 144

x

LISTA DE FIGURAS

FIGURA 2.1 – EDIFÍCIOS ALTOS EM CAD NOS ESTADOS UNIDOS (AÏTCIN, 2000) ................ 12 FIGURA 2.2 – CURVAS DE HISTERESE PARA CONCRETOS PRODUZIDOS COM

DIFERENTES AGREGADOS (MEHTA E AÏTCIN, 1990).......................................... 20 FIGURA 2.3 – PROCESSO DE PRODUÇÃO DE SILÍCIO E DE CAPTAÇÃO DE SILICA

ATIVA (DAL MOLIN, 1995)......................................................................................... 22 FIGURA 2.4 – MICROGRAFIA ELETRÔNICA DE TRANSMISSÃO DA SÍLICA ATIVA

(MEHTA E MONTEIRO, 1994)..................................................................................... 23 FIGURA 2.5 – EFEITO MICROFILER DA SÍLICA ATIVA NO CONCRETO (BACHE APUD

AÏTCIN, 2000) ................................................................................................................ 26 FIGURA 2.6 – EFEITO FÍSICO DA SÍLICA ATIVA NO CRESCIMENTO DOS CRISTAIS DE

HIDRATAÇÃO, DE ACORDO COM (MALE APUD DAL MOLIN, 1995) ............... 27 FIGURA 2.7 – ESTRUTURA DE C-S-H DENSO NUM CONCRETO COM SÍLICA ATIVA EM

TORNO DO AGREGADO. NOTA-SE A AUSÊNCIA DE ZONA DE TRANSIÇÃO ENTRE A PASTA E O AGREGADO (AÏTCIN, 2000). ........................ 28

FIGURA 2.8 – ATUAÇÃO DA SÍLICA ATIVA NA INTERFACE AGREGADO-PASTA DOS CONCRETOS (ALMEIDA, 1996). ................................................................................ 28

FIGURA 2.9 – REPRESENTAÇÃO DIAGRAMÁTICA DA FLOCULAÇÃO DE PARTÍCULAS DE CIMENTO ANTES DA ADIÇÃO DO SUPERPLASTIFICANTE E A DISPERSÃO DOS FLOCOS APÓS A ADIÇÃO (MEHTA E MONTEIRO, 1994). .... 33

FIGURA 2.10 – ENSAIO DE MINIABATIMENTO DE KANTRO........................................................ 38 FIGURA 2.11 – ENSAIO DE FLUIDEZ – CONE DE MARSH .............................................................. 39 FIGURA 2.12 – INTERAÇÃO DOS FATORES QUE INFLUENCIAM A RESISTÊNCIA DO

CONCRETO (MEHTA E MONTEIRO, 1994) .............................................................. 42 FIGURA 2.13 – (A) CORPO-DE-PROVA SUBMETIDO À ENSAIO DE COMRESSÃO AXIAL

UTILIZANDO CAPEAMENTO DE ENXOFRE; (B) DETALHE DA RUPTURA PREMATURA DO CAPEAMENTO DURANTE O ENSAIO...................................... 45

FIGURA 2.14 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA COM A IDADE PARA CONCRETOS DE DIFERENTES RESISTÊNCIAS (CARRASQUILLO ET AL., 1981)........................... 47

FIGURA 2.15 – RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL EM FUNÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO POR DIFERENTES EQUAÇÕES (GOMES ET AL., 1996). ................................................................................................ 51

FIGURA 2.16 – MÓDULO DE ELASTICIDADE SECANTE EM FUNÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO POR DIFERENTES EQUAÇÕES (GOMES ET AL., 1996).............. 54

FIGURA 2.17 – CONSUMO DE CIMENTO POR M³ DE CONCRETO ................................................ 57 FIGURA 2.18 – CUSTO DO M³ DE CONCRETO.................................................................................. 57 FIGURA 3.1 – (A) NO CCV, A RUPTURA OCORRE NA PASTA E NA INTERFACE PASTA-

AGREGADO; (B) NO CAD, ALGUMAS FISSURAS PROPAGAM-SE ATRAVÉS DAS PARTÍCULAS DO AGREGADO GRAÚDO.................................... 60

FIGURA 3.2 – ESTIMATIVA DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO DA PARTÍCULA DE AGREGADO: (A) FORMA IRREGULAR; (B) FORMA PRISMÁTICA; (C) FORMA CILÍNDRICA (CHANG E SU, 1996) ............................................................. 65

xi

FIGURA 3.3 – (A) REPRESENTAÇÃO ESQUEMÁTICA DA EXSUDAÇÃO INTERNA NO CONCRETO RECÉM-LANÇADO; (B) RUPTURA DA ADERÊNCIA POR CISALHAMENTO EM CORPO-DE-PROVA DE CONCRETO ENSAIADO À COMPRESSÃO AXIAL (MEHTA E MONTEIRO, 1994)............................................ 71

FIGURA 3.4 – DIMENSÕES DO GRÃO............................................................................................... 72 FIGURA 4.1 – CURVA GRANULOMÉTRICA DO AGREGADO MIÚDO........................................ 81 FIGURA 4.2 – AGREGADOS GRAÚDOS SELECIONADOS: (A) CALCÁRIO, (B) DIABÁSIO

E (C) GRANITO ............................................................................................................ 82 FIGURA 4.3 – CURVA GRANULOMÉTRICA DOS AGREGADOS GRAÚDOS.............................. 84 FIGURA 4.4 – BETONEIRA DE EIXO INCLINADO – 320 LITROS ................................................. 90 FIGURA 4.5 – CORPOS-DE-PROVA COBERTOS COM FILME DE PVC DURANTE AS

PRIMEIRAS 24 HORAS ................................................................................................ 93 FIGURA 4.6 – RETIFICAÇÃO DOS TOPOS DOS CORPOS-DE-PROVA DE 10X20CM COM

TORNO MECÂNICO ADAPTADO (LABORATÓRIO LAME /LACTEC) ................ 94 FIGURA 4.7 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (MPa) E A RELAÇÃO

ÁGUA/AGLOMERANTE PARA AS IDADES DE 3, 7 E 28 DIAS............................. 95 FIGURA 4.8 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (MPa) E A IDADE

(DIAS) PARA AS DIVERSAS RELAÇÕES ÁGUA/AGLOMERANTE ENSAIADAS. ................................................................................................................. 96

FIGURA 4.9 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL E A RELAÇÃO ÁGUA/AGLOMERANTE PARA A IDADE DE 28 DIAS................................................................................................................................ 97

FIGURA 4.10 – RELAÇÃO ENTRE O MÓDULO DE ELASTICIDADE E A RELAÇÃO ÁGUA/AGLOMERANTE PARA A IDADE DE 28 DIAS. .......................................... 97

FIGURA 5.1 – INFLUÊNCIA DA INTERAÇÃO ENTRE A RELAÇÃO A/AGLOM E A IDADE NA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO. ........................................................................ 100

FIGURA 5.2 – INFLUÊNCIA DAS INTERAÇÕES ENTRE: (A) AGREGADO E IDADE E (B) AGREGADO E RELAÇÃO A/AGLOM NA RESISTÊNCIA A COMPRESSÃO. ...... 100

FIGURA 5.3 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA OS CONCRETOS COM CALCÁRIO......................... 101

FIGURA 5.4 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA OS CONCRETOS COM DIABÁSIO. ......................... 102

FIGURA 5.5 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA OS CONCRETOS COM GRANITO. .......................... 102

FIGURA 5.6 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A IDADE - CALCÁRIO. ................................................................................................................... 103

FIGURA 5.7 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A IDADE - DIABÁSIO...................................................................................................................... 103

FIGURA 5.8 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A IDADE - GRANITO....................................................................................................................... 103

FIGURA 5.9 – VARIAÇÃO DA RELAÇÃO FC/FC28, EM FUNÇÃO DA IDADE PARA OS CONCRETOS. ................................................................................................................ 104

FIGURA 5.10 – INFLUÊNCIA DA INTERAÇÃO ENTRE A RELAÇÃO A/AGLOM E O TIPO DE AGREGADO NA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL. ................................................................................................................ 107

xii

FIGURA 5.11 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA OS VÁRIOS CONCRETOS. ................................................................................................................ 108

FIGURA 5.12 – RESISTÊNCIA À TRAÇÃO (fc,sp) X RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (fc) PARA IDADE DE 28 DIAS. .......................................................................................... 109

FIGURA 5.13 – CORRELAÇÃO ENTRE RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL E RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO POR DIFERENTES EQUAÇÕES.................................................................................................................... 110

FIGURA 5.14 – INFLUÊNCIA DO TIPO DE AGREGADO NO MÓDULO DE ELASTICIDADE DOS CONCRETOS. ....................................................................................................... 112

FIGURA 5.15 – EVOLUÇÃO DO MÓDULO DE ELASTICIDADE EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA OS VÁRIOS CONCRETOS. ........................................................... 113

FIGURA 5.16 – MÓDULO DE ELASTICIDADE EC (GPa) X RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO FC (MPa)......................................................................................................................... 114

FIGURA 5.17 – CORRELAÇÃO ENTRE O MÓDULO DE ELASTICIDADE E A RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO POR DIFERENTES EQUAÇÕES................................................... 115

FIGURA 5.18 – CONSUMO DE CIMENTO POR M³ DOS DIVERSOS TRAÇOS COM GRANITO.. 119 FIGURA 5.19 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA E O CONSUMO DE CIMENTO PARA OS

CONCRETOS COM GRANITO. ................................................................................... 120 FIGURA 5.20 – CUSTO DO M³ DOS CONCRETOS CAD E CCV (R$/M³).......................................... 121 FIGURA 5.21 – RELAÇÃO CUSTO/BENEFÍCIO DOS CAD X CCV (R$/MPa).................................. 121

xiii

LISTA DE TABELAS

TABELA 2.1 – ESPESSURA DA ZONA DE TRANSIÇÃO (MICROMETRO)* ................................. 29 TABELA 2.2 – EFEITO DO MODO DE ADIÇÃO DOS SUPERPLASTIFICANTES SMF, SNF E

CAE* NO SLUMP DE MISTURAS DE CONCRETO DE CIMENTO PORTLAND .. 35 TABELA 2.3 – GANHO TOTAL DE RESISTÊNCIA PARA CONCRETO CONVENCIONAL E

CAD ................................................................................................................................ 47 TABELA 3.1 – PROPRIEDADES MECÂNICAS DAS ROCHAS, ARGAMASSAS E

CONCRETOS AOS 91 DIAS........................................................................................ 62 TABELA 3.2 – PROPRIEDADES DAS ROCHAS, ARGAMASSAS E CONCRETOS À IDADE

DE 28 DIAS .................................................................................................................... 63 TABELA 3.1 – DETERMINAÇÃO DA FORMA DO AGREGADO GRAÚDO................................... 72 TABELA 4.1 – RELAÇÃO ÁGUA/AGLOMERANTE PARA CADA NÍVEL DE RESISTÊNCIA

ESPERADO .................................................................................................................... 75 TABELA 4.2 – PLANEJAMENTO DOS ENSAIOS E QUANTIDADE DE CORPOS-DE-PROVA.... 77 TABELA 4.3 – MÉTODOS DE ENSAIOS PARA DETERMINAÇÃO DAS PROPRIEDADES

MECÂNICAS ................................................................................................................. 77 TABELA 4.4 – CARACTERIZAÇÃO FÍSICA DO CIMENTO CPV-ARI ............................................ 78 TABELA 4.5 – CARACTERIZAÇÃO QUÍMICA DO CIMENTO CPV-ARI ....................................... 79 TABELA 4.6 – CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA DO CIMENTO CPV-ARI.................................... 79 TABELA 4.7 – GRANULOMETRIA DO AGREGADO MIÚDO (NBR-7217/87) ............................... 80 TABELA 4.8 – CARACTERIZAÇÃO DO AGREGADO MIÚDO........................................................ 80 TABELA 4.9 – COMPOSIÇÃO GRANULOMÉTRICA DOS AGREGADOS GRAÚDOS (NBR-

7217/87) .......................................................................................................................... 82 TABELA 4.10 – CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS GRAÚDOS (NBR-7217/87).................... 83 TABELA 4.11 – CARACTERIZAÇÃO QUÍMICA DA SÍLICA ATIVA ................................................ 85 TABELA 4.12 – CARACTERIZAÇÃO FÍSICA DA SÍLICA ATIVA..................................................... 85 TABELA 4.13 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM CALCÁRIO

- TCS (1ª REPETIÇÃO).................................................................................................. 87 TABELA 4.14 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM CALCÁRIO

- RCS (2ª REPETIÇÃO) ................................................................................................. 88 TABELA 4.15 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM DIABÁSIO -

TDS (1ª REPETIÇÃO).................................................................................................... 88 TABELA 4.16 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM DIABÁSIO -

RDS (2ª REPETIÇÃO) ................................................................................................... 89 TABELA 4.17 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM GRANITO -

TGS (1ª REPETIÇÃO).................................................................................................... 89 TABELA 4.18 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM GRANITO -

RGS (2ª REPETIÇÃO) ................................................................................................... 90 TABELA 4.19 – PROGRAMAÇÃO DAS DOSAGENS........................................................................... 92 TABELA 5.1 – VALORES MÉDIOS DE RESISTÊNCIA À COMPRESSAO DOS CONCRETOS

(MPA).............................................................................................................................. 99 TABELA 5.2 – ANÁLISE DE VARIÂNCIA (ANOVA) PARA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO

AXIAL ............................................................................................................................ 99

xiv

TABELA 5.4 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A IDADE DOS CONCRETOS PRODUZIDOS – COMPARAÇÃO COM A BIBLIOGRAFIA, PARA CIMENTOS ARI. ................................................................................................ 104

TABELA 5.5 – VALORES DE RESISTÊNCIAS MÉDIAS DE COMPRESSÃO AOS 28 DIAS (MPA) EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM – COMPARAÇÃO ENTRE CONCRETOS PRODUZIDOS E BIBLIOGRAFIA, COM BASE NOS DADOS DE AÏTCIN (2000)................................................................................................................ 105

TABELA 5.6 – VALORES DE RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSAO DIAMETRAL (MPA).............................................................................................................................. 106

TABELA 5.7 – ANÁLISE DE VARIÂNCIA (ANOVA) PARA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO............. 106 TABELA 5.8 – RELAÇÃO ENTRE RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO

DIAMETRAL E RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AXIAL (%) – 28 DIAS ............ 109 TABELA 5.9 – VALORES DE MÓDULO DE ELASTICIDADE SECANTE (GPA) .......................... 111 TABELA 5.10 – ANÁLISE DE VARIÂNCIA (ANOVA) PARA MÓDULO DE ELASTICIDADE...... 112 TABELA 5.11 – COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS EXPERIMENTAIS DE CAD

OBTIDOS NA PESQUISA E POR OUTROS PESQUISADORES – CONCRETOS CONTENDO CIMENTO ARI, A/AGLOM 0,28 E SÍLICA ATIVA, AGREGADOS DIFERENTES ....................................................................................... 116

TABELA 5.12 – COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS EXPERIMENTAIS DE CAD OBTIDOS NA PESQUISA E OS OBTIDOS POR PEREIRA NETO (1995) – CONCRETOS COM CIMENTO ARI, A/AGLOM 0,28, SÍLICA ATIVA E AGREGADOS DE MESMA MINERALOGIA ............................................................. 117

TABELA 5.13 – CONSUMO DE MATERIAL POR M³ DE CONCRETO, EM KG ............................... 118 TABELA 5.14 – COMPOSIÇÃO DE CUSTOS DOS MATERIAIS PARA OS CONCRETOS COM

GRANITO....................................................................................................................... 120

xv

LISTA DE SIGLAS E SÍMBOLOS

A/AGLOM RELAÇÃO ÁGUA/AGLOMERANTE A/C RELAÇÃO ÁGUA/CIMENTO ABNT ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS ACI AMERCIAN CONCRETE INSTITUTE ANOVA ANÁLISE DE VARIÂNCIA ARI ALTA RESISTÊNCIA INICIAL BAEL / BPEL NORMAS FRANCESAS C2S SILICATO BICÁLCICO C3A ALUMINATO TRICÁLCICO C3S SILICATO TRICÁLCICO Ca(OH)2 HIDRÓXIDO DE CÁLCIO CAD CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO CAR CONCRETO DE ALTA RESISTÊNCIA CCV CONCRETO CONVENCIONAL VIBRADO CEB COMITE EURO-INTERNATIONAL DU BETON C-S-H SILICATO DE CÁLCIO HIDRATADO Dmáx DIMENSÃO MÁXIMA CARACTERÍSTICA EC MÓDULO DE ELASTICIDADE Ecs MÓDULO DE LEASTICIDADE SECANTE fc RESISTÊNCIA MÉDIA À COMPRESSÃO DO CONCRETO fc28 RESISTÊNCIA MÉDIA AOS 28 DIAS fck RESISTÊNCIA CARACTERISTICA À COMPRESSÃO DO CONCRETO fcm RESISTÊNCIA MÉDIA DE DOSAGEM FIP FÉDÉRATION INTERNATIONALE DE LA PRÉCONTRAINTE ft,sp RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL INMETRO INSTITUTO NACIONAL DE METROLOGIA ISO INERNATIONAL STANDARD ORGANIZATION LACTEC INSTITUTO DE TECNOLOGIA PARA O DESENVOLVIMENTO LAME LABORATÓRIO DE MATERIAIS E ESTRUTURAS MLS LIGNOSSULFATOS MODIFICADOS MPa MEGAPASCAL MPT MAXIMUN PASTE THICKNESS NBR NORMA BRASILEIRA NS NORWEGIAN STANDARD RBLE REDE BRASILEIRA DE LABORATÓRIOS DE ENSAIOS SANEPAR COMPANHIA DE SANEAMENTO DO PARANÁ SIO2 ÓXIDO DE SILÍCIO SMF POLICONDENSADO DE FORMALDEÍDO E MELANINA SULFONADA SNF POLICONDENSADO DE FORMALDEÍDO E NAFTALENO SULFONADO SO3 ÓXIDO DE ENXOFRE SP SUPERPLASTIFICANTE t IDADE EM T DIAS UFPR UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARANÁ

RESUMO

Nas últimas décadas, os grandes avanços na tecnologia do concreto proporcionaram o surgimento dos concretos de alto desempenho, cujas características principais são a elevada resistência mecânica e maior durabilidade, obtidas com a utilização de baixas relações água/aglomerante. Por estas qualidades que o diferenciam do concreto convencional, o CAD é um material que vêm sendo largamente pesquisado e empregado em diversos países, como Estados Unidos, Canadá, França, Noruega, entre outros. No Brasil, o seu emprego é ainda limitado, tendo se desenvolvido quase exclusivamente nas grandes capitais, como São Paulo, Rio de Janeiro, Salvador, Porto Alegre, Florianópolis e Brasília, graças aos grupos de pesquisa concentrados nas universidades públicas. Entretanto, em Curitiba, a falta de conhecimento da comunidade técnica e científica local, com relação às propriedades e ao comportamento deste material, têm impedido o seu desenvolvimento na região. Diante deste cenário, é necessário criar condições à mudança de cultura no meio técnico paranaense, mostrando a potencialidade da tecnologia do CAD.

Nesse sentido, este trabalho visa contribuir para maior compreensão do comportamento do CAD produzido a partir dos materiais disponíveis na região. Partindo-se da hipótese que o agregado graúdo pode tornar-se o fator limitante da resistência do CAD, foram produzidos concretos com três tipos de agregados disponíveis comercialmente na região de Curitiba - calcário, diabásio e granito. Os concretos foram produzidos com traços similares para as relações a/aglom 0.35, 0.31, 0.28 e 0.26. Foram utilizados 336 corpos-de-prova para a realização dos experimentos, com o objetivo de investigar a influência do agregado graúdo nas propriedades mecânicas destes concretos, mais especificamente na resistência à compressão, na resistência à tração por compressão diametral e no módulo de elasticidade. Uma análise estatística foi realizada com a finalidade de garantir a confiabilidade dos resultados obtidos.

No geral, os resultados obtidos apresentaram-se compatíveis e consistentes com os valores encontrados na bibliografia sobre CAD. Foi comprovado estatisticamente o efeito significativo do tipo de agregado graúdo tanto na resistência à compressão como no módulo de elasticidade dos concretos produzidos. Entretanto, este efeito não foi confirmado para a resistência à tração por compressão diametral. Constatou-se também que o uso de equações para o cálculo do Ec a partir da resistência fc não é apropriado para estimativa do módulo de elasticidade no CAD. Por fim, verificou-se a possibilidade de se produzir CAD com os três agregados investigados, para resistências na faixa de 85-90 MPa, sem a necessidade de promover alterações em suas características iniciais. Destacando-se o desempenho do granito, cujos concretos chegaram aos 100 MPa.

Palavras-chave: concreto de alto desempenho; CAD; agregados graúdos; resistência à compressão; resistência à tração por compressão diametral; módulo de elasticidade.

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ABSTRACT

An experimental study investigated the influence of three coarse aggregate types

available in Curitiba on the mechanical properties of high performance concrete mixtures. Granite, diabase and limestone aggregates were used. Concretes were produced using identical materials, similar mix proportions and water-cementitious ratios of 0.35, 0.31, 0.28 e 0.26. Compressive strength, splitting tensile strength and modulus of elasticity were analysed in concrete. A statistical analysis was conducted to guarantee the reliability of test results. In general, the results obtained are in agreement with those found by other researchers. Compressive strength and elastic modulus of concretes were shown to be significantly influenced by the type of coarse aggregates. However, this effect was not confirmed in the splitting tensile strength. In addition, the building code equations relating the elastic modulus Ec to the compressive strength fc are not valid as far as HPC is concerned. Finally, it was found using granite aggregate produced concretes with higher strength (about 100 MPa) than those using diabase and limestone (85-90 MPa).

Keywords: high performance concrete; HPC; coarse aggregates; compressive strength; splitting tensile strength; modulus of elasticity.

Dissertação de Mestrado Sandro Eduardo da Silveira Mendes PPGCC/UFPR 2002

1

1. INTRODUÇÃO

1.1 IMPORTÂNCIA DA PESQUISA

Nas duas últimas décadas, tem-se obtido grandes avanços na tecnologia do

concreto, face aos conhecimentos adquiridos pelos estudos da estrutura interna do concreto

e ao advento de novos materiais, tais como os superplastificantes e as adições,

principalmente a sílica ativa (AÏTCIN e NEVILLE, 1995). Estes avanços permitiram uma

grande evolução nas resistências mecânicas do concreto e também em outras propriedades,

proporcionando o surgimento dos “concretos de alto desempenho”, ou apenas CAD, os

quais permitem a otimização de um ou mais parâmetros de caracterização de interesse do

material, diferenciando-se, portanto, dos concretos convencionais, e exigindo maior rigor

técnico e científico na sua elaboração e muito mais cuidado no seu preparo.

Nos últimos seis anos, vários trabalhos técnicos, pesquisas, congressos e

simpósios têm mostrado que o CAD é um material viável técnica e economicamente,

para utilização em diversos tipos de estruturas, tanto convencionais como especiais

(ALMEIDA, 1996a; INTERNATIONAL CONFERENCE ON HIGH-

PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF

CONCRETE STRUCTURES, 2nd, 1999).

As principais aplicações do CAD na construção civil têm sido em edifícios

de grande altura, plataformas submarinas, pontes, viadutos, pavimentos de rodovias e

pisos industriais. Seu uso, principalmente em edifícios altos, proporciona estruturas

mais esbeltas, redução significativa nas seções dos pilares com aumento da área útil

dos pavimentos, diminuição do peso próprio da estrutura e, conseqüentemente, na

carga das fundações, bem como aumento da velocidade de execução e redução na

utilização de sistemas de formas (menor superfície de formas e maior rapidez na

desforma). Além disto, apresenta elevado potencial ecológico devido à incorporação

de vários resíduos industriais, como sílica ativa e/ou outras adições.


2

Sua utilização nas estruturas não se justifica apenas pela elevação de suas

propriedades mecânicas, mas principalmente pelo aumento da durabilidade, face à

utilização de baixas relações água/aglomerante, que levam à diminuição da porosidade

e, conseqüentemente, da permeabilidade do concreto (MEHTA, 1999), caracterizando-

o como o material mais apropriado para garantir uma maior vida útil à estrutura e

custos reduzidos de manutenção.

Segundo HELENE (1997), no futuro próximo será antieconômico projetar

estruturas com concreto de fck ≤ 50 MPa, especialmente em edifícios altos, com mais

de 35 andares e em pontes e viadutos de grande vão. Por estas razões o CAD é

apropriado para a crescente tendência da verticalização, com estruturas mais altas,

esbeltas e arrojadas, de maiores vãos, localizadas em atmosferas densamente urbanas

ou industriais carregadas de agentes agressivos.

Por todas estas qualidades, o CAD é um material que está sendo muito

pesquisado e divulgado atualmente em diversos países, como Estados Unidos, Canadá,

França, Suíça, Noruega, Austrália, Alemanha, Japão, Coréia, China e outros.

A nível nacional, o CAD já vem sendo utilizado há alguns anos em algumas

cidades brasileiras como São Paulo, Salvador, Rio de Janeiro, Niterói e Brasília

(ALMEIDA et al., 1995). As pesquisas em desenvolvimento sobre o CAD estão

relativamente dispersas pelo país - Goiás, Brasília, Bahia, Minas Gerais, Espírito

Santo, São Paulo, Rio de Janeiro, Santa Catarina e Rio Grande do Sul, com grupos de

pesquisa concentrados principalmente nas universidades públicas (ALMEIDA,

1996a). Porém, este avanço tecnológico ainda não chegou em Curitiba ou em outras

regiões do Paraná. Embora o Estado possua a escola de engenharia mais antiga do

Brasil e seja reconhecido pelo pioneirismo e arrojo em obras de concreto de grande

porte (barragens, túneis, usinas, pontes e viadutos), a tradição paranaense em

pesquisas na área de materiais é concentrada em aplicações de estruturas de grande

porte de usinas hidrelétricas e é ainda incipiente no estudo de estruturas de

edificações de concreto e em CAD e, no momento, são poucas as pesquisas em


3

desenvolvimento no Estado sobre o assunto. Isto se deve principalmente à falta de

conhecimento da comunidade técnica e científica sobre as inúmeras vantagens que a

utilização deste material apresenta, gerando insegurança e desconfiança nos

engenheiros de estruturas, arquitetos e construtores da região. Há a necessidade de

criar condições à mudança de cultura no meio técnico paranaense, mostrando a

potencialidade da tecnologia do CAD.

A solução para isto, segundo DAL MOLIN (1995), é o desenvolvimento de

pesquisas para produção e análise de CAD com materiais e técnicas nacionais,

analisando soluções obtidas em outros países e adaptando-as à realidade brasileira.

O Brasil é um país de grande área territorial, com uma enorme variedade de

materiais e, contudo, são poucos os trabalhos que abordam as propriedades dos

concretos levando em conta as características dos materiais locais. Diante deste cenário,

espera-se que os resultados deste trabalho venham a contribuir para maior compreensão

do comportamento do CAD produzido a partir dos materiais disponíveis na região.

Inicialmente, para se obter concreto de alto desempenho, é necessário

verificar o panorama dos agregados disponíveis, uma vez que a resistência à

compressão do concreto não é mais, necessariamente, governada pela resistência da

pasta matriz, como ocorre com os concretos convencionais. No CAD o que define a

resistência à compressão do material é o agregado ou sua interface com a pasta. Desta

maneira, o agregado graúdo deixa de ser considerado apenas um material inerte e se

torna o fator limitante da resistência do CAD, que passa a ser controlada pelas suas

características físicas, mecânicas e mineralógicas. Como, por motivos de economia, os

agregados graúdos empregados no concreto usualmente são os disponíveis nas jazidas

próximas à obra, é fundamental que se conheça o desempenho dos agregados

produzidos na região.

Segundo AMARAL FILHO (1997), a limitação da resistência máxima passível

de ser obtida dentro de um concreto de alto desempenho é função quase exclusiva do

agregado graúdo. O mesmo vale para o módulo de elasticidade destes concretos que


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dependem também do módulo de elasticidade do agregado. O autor estima que, em São

Paulo, a máxima resistência alcançada em laboratório com os agregados locais (granitos)

estaria próxima de 120 MPa, e em outras regiões do país, estes valores poderiam chegar a

140 MPa e 150 MPa com o emprego de diabásio e basalto.

É importante lembrar que a seleção de materiais para a produção de CAD não é

simples, uma vez que os cimentos e agregados disponíveis apresentam grandes variações

nas suas composições e propriedades e ainda não existe, segundo MEHTA e AÏTCIN

(1990b), uma sistemática clara que facilite a escolha do tipo de cimento e agregado mais

apropriado para o CAD. Desta forma, o que se espera com este trabalho é avaliar algumas

propriedades mecânicas do CAD produzido com diferentes agregados graúdos da região

de Curitiba, entre os mais utilizados comercialmente, e encontrar parâmetros e diretrizes

para seleção do agregado graúdo local mais apropriado para CAD.

1.2 OBJETIVOS DA PESQUISA

1.2.1 Objetivo Geral

Esta pesquisa tem por objetivo geral produzir concretos de alto desempenho

com diferentes tipos de agregados graúdos disponíveis na Região Metropolitana de

Curitiba, de maneira que eles possam ser avaliados e comparados, do ponto de vista

técnico e econômico.

1.2.2 Objetivos Específicos

Dentre os objetivos específicos a serem alcançados na pesquisa, pretende-se:

- avaliar a potencialidade de cada agregado graúdo escolhido na produção

de concreto de alto desempenho;


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- investigar a influência do tipo de agregado escolhido nas propriedades

mecânicas do CAD, mais especificamente na resistência à compressão,

resistência à tração por compressão diametral e módulo de elasticidade.

- estabelecer correlações entre a resistência à compressão e as demais

propriedades analisadas.

- fornecer, à comunidade técnica regional, dados que contribuam para

maior compreensão do comportamento do CAD produzido com os

materiais da região.

Parte-se da hipótese de que é possível produzir CAD com resistências acima de

50 MPa, utilizando os agregados graúdos de Curitiba, na forma em que se encontram

disponíveis no mercado, sem a necessidade de ajustar suas composições granulométricas.

1.3 ESTRUTURA DA PESQUISA

Este trabalho está dividido em 6 capítulos.

No Capítulo 1 é feita uma introdução à pesquisa, destacando-se sua

justificativa e importância, seus objetivos, estrutura e limitações.

No Capítulo 2 é apresentada a revisão bibliográfica sobre concreto de alto

desempenho, iniciando-se com o histórico, definições, aplicações e viabilidade técnica

e econômica do CAD. Seguindo com a seleção dos materiais constituintes e

apresentação das principais propriedades do concreto endurecido a serem estudadas.

Finalizando com a produção e controle de qualidade e métodos de dosagem para CAD.

No Capítulo 3 é feita a revisão bibliográfica sobre a influência dos agregados

graúdos nas propriedades mecânicas do CAD, com ênfase na resistência mecânica e no

módulo de elasticidade. São destacadas as influências do tipo de agregado, da dimensão

máxima, da forma e textura superficial, e da reatividade (interação química) dos agregados.

No Capítulo 4 é apresentada a parte experimental da pesquisa, com a

descrição do planejamento e da metodologia empregada para a execução dos ensaios,


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iniciando com a seleção e caracterização dos materiais empregados, o método de

dosagem utilizado e os ensaios mecânicos propriamente ditos – resistência à

compressão, resistência à tração por compressão diametral e módulo de elasticidade.

No Capítulo 5 são analisados e comentados os resultados dos ensaios

apresentados anteriormente, utilizando ferramentas de análise estatística para verificar

a confiabilidade dos resultados.

No Capítulo 6 apresentam-se as considerações finais e conclusões baseadas

neste trabalho, assim como sugestões para futuras pesquisas.

1.4 LIMITAÇÕES DA PESQUISA

Esta pesquisa está concentrada no estudo experimental de concretos de alto

desempenho confeccionados com três agregados graúdos provenientes da região de

Curitiba (calcário, diabásio e granito).

Houve a necessidade de limitar-se o número de tipos de agregados a apenas

três, devido a questões de transporte, estocagem e disponibilidade das instalações do

laboratório para a realização da pesquisa.

A pesquisa limita-se ainda ao estudo de algumas propriedades mecânicas do

CAD, com maior ênfase na resistência à compressão, sendo os aspectos de

durabilidade destes concretos sugeridos como assunto para novas pesquisas.

Cabe lembrar que, no que se refere à durabilidade do CAD, MEHTA (1999)

explica que o fato de se utilizar baixas relações água/cimento na sua fabricação já

garantem que aspectos de durabilidade, tais como menor porosidade e baixa

permeabilidade, estejam sendo considerados.

A escolha dos ensaios foi determinada pela sua relevância e importância, e pela

limitação da pesquisa em função da disponibilidade de tempo e do uso do laboratório,

além da escassez de recursos materiais, humanos e financeiros destinados à pesquisa.


7

Com relação aos ensaios, estes foram realizados nas idades de 3, 7 e 28 dias

para a resistência à compressão, enquanto para resistência à tração por compressão

diametral e módulo de elasticidade apenas aos 28 dias de idade.

Pode-se destacar ainda, como fatores limitantes desta pesquisa, a utilização

constante de sílica ativa em substituição a 8% da massa do cimento, e a utilização de

um único tipo de aditivo superplastificante em todos os concretos produzidos. Estas

especificações ocorreram em função da necessidade de fixar-se parâmetros, de modo

que os resultados obtidos pelos concretos produzidos com os diversos tipos de

agregados possam ser comparados entre si.


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2. CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO

2.1 HISTÓRICO

Com os avanços na tecnologia do concreto nas últimas décadas, o conceito

de concreto de alta resistência foi se alterando. Lentamente, o concreto de alta

resistência foi introduzido no mercado dos edifícios de grande altura em Chicago nos

anos 60 e no início dos anos 70, e a partir daí passou a ser utilizado em várias partes do

mundo e veio, cada vez mais, a ser chamado de concreto de alto desempenho.

Na década de 50, os concretos com 35 MPa eram considerados de alta

resistência. Na década de 60, concretos de 40 a 50 MPa já estavam disponíveis

comercialmente. No início dos anos 70, os concretos de alta resistência atingiam a

barreira técnica dos 60 MPa. Durante os anos 80, com o advento dos

superplastificantes e da utilização metódica da sílica ativa esta barreira foi

ultrapassada, chegando a concretos de alto desempenho com resistência mecânica à

compressão da ordem de 100 MPa. Hoje em dia, resistências da ordem de 140 MPa

estão sendo utilizadas na construção de edifícios altos em algumas partes do mundo

(CEB/FIP, 1990; ACI 363R-92, 2001; AÏTCIN, 2000).

Nos últimos 20 anos, estudos intensivos sobre CAD têm sido realizados em

diversos países, com o intuito de fornecer aos engenheiros as informações necessárias

sobre suas propriedades, bem como dar subsídios para adaptação das normas de

concreto às características diferenciadas deste novo material.

O CAD tornou-se uma linha prioritária de pesquisa na área de materiais e,

atualmente, a bibliografia sobre o tema é bastante ampla (DAL MOLIN, 1995). Vários

congressos, simpósios, seminários e workshops têm sido promovidos em vários países

para divulgação e discussão de trabalhos de diversos pesquisadores sobre CAD.

No Brasil foram realizados dois grandes congressos sobre CAD em 1996 e

1999 (INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE,


9

AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1st, 1996;

INTERNATIONAL CONFERENCE ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE,

AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 2nd,

1999) contando com a participação ativa de pesquisadores e profissionais de diversos

países. O próximo congresso será realizado em outubro deste ano (INTERNATIONAL

CONFERENCE ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE

AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 3rd , 2002).

Com relação aos estudos sobre CAD no Brasil, um número crescente de

pesquisas têm sido desenvolvidas nos últimos anos. No levantamento realizado por

ALMEIDA (1996a), em diversos estados sobre trabalhos envolvendo CAD, foram

encontrados, já naquele ano, mais de 80 trabalhos abordando diversos aspectos do

material. Nos dois congressos citados anteriormente, em 1996 e 1999, foram

apresentados outros 48 trabalhos nacionais sobre CAD.

2.2 DEFINIÇÕES

Ainda não existe um consenso claro no meio científico sobre o significado

das expressões concreto de alta resistência (CAR) e concreto de alto desempenho

(CAD), que teria uma abrangência mais ampla podendo ser aplicada a várias

propriedades de interesse. Embora a segunda expressão venha sendo cada vez mais

usada, sua aceitação ainda não é generalizada; por exemplo, o nome da Comissão 363,

do ACI, é ainda Comissão do Concreto de Alta Resistência e não Comissão do

Concreto de Alto Desempenho. Entretanto, ambas expressões vêm sendo utilizadas

comumente por muitos pesquisadores para designar o mesmo material.

Encontra-se na literatura algumas definições para estas expressões, baseadas

em dois critérios significativos: resistência à compressão e relação água/aglomerante.

O CAR tem sido classificado em diferentes categorias ao longo do tempo,

basicamente em função de sua resistência à compressão, referida aos 28 dias de idade.

O ACI 363R-92 (2001) define CAR como sendo concreto com resistência à


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compressão, medida em corpos-de-prova cilíndricos, maior que 41 MPa. No entanto, o

comitê reconhece que a definição pode variar de acordo com a região.

O Comitê do CEB/FIP (1990) estabelece o CAR como sendo todo concreto

com uma resistência à compressão, medida em cilindros, acima dos limites atualmente

existentes nos códigos nacionais, da ordem de 60 MPa a 130MPa, o limite superior

praticável para concretos utilizando agregados convencionais.

MEHTA e MONTEIRO (1994) consideram que, para dosagens feitas com

agregados convencionais, os concretos de alta resistência são aqueles que apresentam

resistência à compressão superior a 40 MPa. De acordo com P. Shah1 (SHAH, 1981 apud

MEHTA e MONTEIRO, 1994) dois argumentos justificam esta limitação:

a) a maioria dos concretos convencionais está na faixa de 20 MPa a 40 MPa. Para

produzir concretos acima de 40 MPa, é necessário um controle de qualidade mais

rigoroso e maior cuidado na seleção e na dosagem dos materiais constituintes do

concreto. Assim, para distinguir este concreto especialmente formulado para uma

resistência maior que 40 MPa, deve-se chamá-lo de concreto de alta resistência.

b) estudos experimentais comprovaram que a microestrutura e as propriedades do

concreto com resistência acima de 40 MPa são consideravelmente diferentes das

dos concretos convencionais. Como a prática atual de dimensionamento de

estruturas ainda está fundamentada em experimentos realizados com concretos

convencionais, é preferível manter os concretos com resistências acima de 40

MPa em uma classe diferenciada, de maneira a alertar o projetista da necessidade

de ajustes nas equações existentes.

Seguindo a mesma linha de raciocínio, a NBR 8953 (1992) classifica os

concretos em dois grupos de resistência, segundo a resistência característica à

compressão (fck): no grupo I, estão os concretos entre 10 e 50 MPa, e no grupo II, os

1 SHAH, S. P. Concrete International, v. 3, n. 5, p. 94-98, 1981.


11

concretos de 55 a 80 MPa. De acordo com a norma, os concretos pertencentes ao grupo

II (fck > 50 MPa) são concretos com características e resistências além do convencional,

para os quais as atuais normas brasileiras não são apropriadas. Neste sentido, devido as

suas características diferenciadas, parece razoável considerar estes concretos como de

alta resistência.

Uma outra maneira de classificar os concretos, sem envolver diretamente

a resistência à compressão como parâmetro principal, é proposta por alguns

pesquisadores. Para AÏTCIN (2000) um concreto de alto desempenho é

essencialmente um concreto tendo uma relação água/aglomerante baixa,

estabelecida em 0,40. Este seria o parâmetro mais apropriado para estabelecer-se a

fronteira entre concretos usuais e concretos de alto desempenho. Da mesma

maneira, NEVILLE (1997a) afirma que para um concreto ser considerado CAD a

relação água/cimento deve ser sempre menor que 0,35.

Além disto, segundo NEVILLE (1997a), CAD significa uma definição mais

atual para concretos de alta resistência, porque se almeja, por intermédio desta

propriedade, melhores resultados em outras como o módulo de deformação e/ou a

durabilidade.

Entende-se que no caso do concreto de alta resistência, contendo superplastificante

e sílica ativa, o aumento da resistência está associado a uma microestrutura mais densa e com

menos vazios. Desta maneira, as aplicações desse concreto estão ligadas não só à resistência à

compressão do material, mas também a outras propriedades vantajosas como baixa

permeabilidade, alta estabilidade dimensional, alta resistência à abrasão, alta resistência ao

ataque de agentes agressivos, ou seja, maior durabilidade. Por essas razões, vários

pesquisadores denominam esse concreto de concreto de alto desempenho.

Com base nestes argumentos, no presente trabalho, será adotada a expressão

concreto de alto desempenho, ou simplesmente, CAD.


12

2.3 APLICAÇÕES

As maiores aplicações do concreto de alto desempenho têm sido na

construção de edifícios altos, especificamente para redução das dimensões dos pilares,

aumentando assim, a área útil da edificação e da velocidade de execução da obra, além

de permitir uma redução na carga permanente da estrutura e nas fundações e aumento

da durabilidade do concreto (DAL MOLIN et al., 1997). A Figura 2.1 mostra a altura e

resistências crescentes de alguns edifícios altos realizados nos Estados Unidos.

FIGURA 2.1 – EDIFÍCIOS ALTOS EM CAD NOS ESTADOS UNIDOS (AÏTCIN, 2000)

No Brasil, o uso do CAD é ainda restrito, todavia, exemplos de obras

realizadas no país têm sido publicados e relatados no meio técnicos, mostrando o

interesse no desenvolvimento e aplicação deste material (ALMEIDA, 1995 e

ALMEIDA, 1996a; SILVA, 1996; SILVA FILHO, 1996, e outros).

Altura (m) ( ) resistência à compressão do concreto


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No presente momento, 2002, cabe destacar três importantes obras que estão

sendo realizadas com uso de CAD no país. Estas obras representam marcos históricos

para a engenharia regional e nacional.

Em Curitiba, está em andamento a construção do edifício “Evolution

Towers”, localizado no centro da cidade, com utilização, em diversos pilares e no terço

superior dos blocos de fundação, de aproximadamente 1060 m³ de concreto com

resistência característica de 60 MPa. Este é o primeiro edifício executado com fck > 50

MPa que se têm notícia no Estado do Paraná.

Em São Paulo, o edifício comercial “E-Tower” com 149 metros de altura,

localizado na zona sul, está sendo executado em sua maior parte com concreto de fck 80

MPa. Em alguns pilares, a resistência do concreto atingiu valores com média de 125 MPa

e máximo de 149,9 MPa, recorde mundial de resistência de concreto em obra

(IBRACON, 2002), determinando um marco histórico para a engenharia de concreto

brasileira, conforme as palavras do engenheiro Paulo Helene: “Na verdade, estamos

batendo um recorde e empurrando a fronteira do conhecimento” (TÉCHNE, 2002).

Ainda em São Paulo, a rodovia dos Imigrantes, obra de grande porte onde a

utilização de CAD possibilitou a redução na quantidade de pilares e blocos de

fundação, permitindo o aumento do vão entre pilares de 45 m para 90 m, reduzindo o

impacto ambiental de sua construção em uma região de preservação do meio ambiente.

MEHTA e MONTEIRO (1994) comentam que concretos de alto

desempenho contendo superplastificante e baixa relação água/cimento, teor adequado

de cimento e uma pozolana de boa qualidade têm um grande potencial de uso, em

situações onde a impermeabilidade e a durabilidade e não apenas as altas resistências

são os fatores de maior consideração.

Neste panorama, o CAD tem sido empregado também em estruturas pré-

moldadas protendidas para pontes, tais como vigas protendidas, onde tem havido

crescente preocupação com a durabilidade do concreto. Nestes casos, o uso de CAD

resulta em: maior resistência à compressão por unidade de custo, peso e volume; maior


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módulo de deformação resultando em deflexões reduzidas; e maior resistência à tração

(CARPENTER2, 1980 apud CARRASQUILLO e CARRASQUILLO, 1988). Outros

benefícios são a rápida reutilização de fôrmas, uma maior produtividade e menor perda

de produtos durante o manuseio e o transporte (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

Outro campo de atuação bastante interessante do CAD com sílica ativa são

as plataformas marítimas, como por exemplo, a plataforma Statjord B, construída no

Mar do Norte, onde o concreto foi projetado para resistir a ação corrosiva da água do

mar e para suportar o impacto de ondas de 31 metros de altura. Nestas obras, os fatores

relevantes são a velocidade de construção e a durabilidade do concreto em ambiente

hostil e não apenas a alta resistência mecânica (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

Atualmente, o CAD tem sido especificado para aplicações em pisos de alta

resistência em pavimentos industriais, garagens e tabuleiros de pontes, em armazéns de

produtos químicos e em vertedores e estruturas de dissipação de barragens. Nestas

aplicações, o CAD é utilizado com a finalidade de fornecer um concreto com alta resistência

à abrasão, melhor resistência aos ataques químicos, baixa permeabilidade e maior

durabilidade (MALIER, 1991; ACI 363R-92, 2001).

2.4 VIABILIDADE TÉCNICA E ECONÔMICA

No CAD, os altos consumos de cimento, a incorporação de aditivos e adições e a

necessidade de utilização de agregados de excelente qualidade tornam o custo por metro

cúbico deste concreto relativamente mais caro que o do concreto convencional. Entretanto,

quando se busca alta resistência, a utilização do CAD leva a uma redução significativa nas

dimensões dos elementos estruturais diminuindo o volume total de concreto aplicado na

estrutura, que aliada a outras vantagens de ordem técnica e econômica, podem compensar

as diferenças de custos unitários, viabilizando o seu uso na construção civil.

2 CARPENTER, J. E. Applications of high-strength concrete for highway bridges. Public Roads, v.

44, n.2, Sept. 1980, p. 76-83.


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As principais vantagens técnicas do CAD em relação ao concreto

convencional são as seguintes:

- redução significativa nas dimensões de pilares de edifícios altos, aumentando

a área útil dos diversos pavimentos e, principalmente, nos andares mais

sobrecarregados e nos destinados para vagas de estacionamento;

- redução do peso próprio da estrutura e, conseqüentemente, na carga das

fundações;

- possível redução nas taxas de armadura dos pilares;

- maior rapidez na desforma, aumentando a velocidade de execução da obra;

- menor segregação propiciando melhor acabamento especialmente em

peças pré-moldadas;

- aumento da durabilidade das estruturas, devido a sua baixa porosidade e

permeabilidade e maior resistência aos agentes agressivos do ambiente.

- possível redução de custos devida, principalmente, à diminuição das

dimensões dos elementos estruturais, tais como pilares e fundações,

acarretando redução no consumo total de concreto, aço e fôrma

empregados, e pelo aumento da velocidade de execução, diminuindo os

juros durante a construção.

Além da viabilidade técnica, vários trabalhos têm mostrado a vantajosa relação

custo/benefício do emprego de CAD em estruturas comumente executadas com concreto

convencional (CCV). Algumas conclusões destes trabalhos são apresentadas a seguir.

Em um estudo de viabilidade econômica, referente à execução da estrutura

de um edifício de 15 andares, utilizando concretos de fck 21 MPa e 60 MPa, DAL

MOLIN et al. (1997) relatam que a estrutura utilizando concretos de 60 MPa

apresentou uma economia de 12% em relação à mesma estrutura executada com

concreto convencional, sem considerar as vantagens relativas ao menor peso nas

fundações, a maior área útil, a maior durabilidade e velocidade de execução.


16

Em um estudo de caso real, referente à construção de dois edifícios de

características similares, porém um executado integralmente com fck 20 MPa e o outro

com fck variável de 25-30-40-50 MPa, foi constatada uma redução de custo real de

17,38% com a utilização de concretos de alto desempenho (CAMPOS, 1999).

Em outro estudo, referente à concepção estrutural de um edifico de 16

andares, a opção de utilizar um concreto com fck 50 MPa no lugar de 20 MPa permitiu

uma redução no pavimento tipo de 55 vigas e 28 pilares para 23 vigas e 20 pilares,

com conseqüente redução de 18% no custo da estrutura (MENDONÇA, 1998).

Como pode ser notado, o CAD é um material que se apresenta viável técnica

e economicamente, desde que seja utilizado de maneira racional, sempre partindo de

uma análise de custos prévia. O aumento no custo unitário do CAD deve ser avaliado e

comparado com a economia resultante da redução dos consumos globais de concreto,

formas e armaduras (MORENO, 1998).

2.5 MATERIAIS CONSTITUINTES

Os critérios utilizados na seleção dos materiais para produção dos concretos

convencionais não são suficientes para serem aplicados na produção de concretos de

alto desempenho, segundo GUTIÉRREZ e CÁNOVAS (1996).

A seleção de materiais para a produção de CAD é mais complicada e deve

ser feita cuidadosamente, uma vez que os cimentos e agregados disponíveis

apresentam grandes variações nas suas composições e propriedades, conforme

afirmam MEHTA e AÏTCIN (1990b). Outro agravante é a diversidade de aditivos

químicos e adições minerais existentes que podem ser utilizados simultaneamente,

dificultando ainda mais a escolha dos materiais mais adequados.

Para AÏTCIN (2000), a seleção dos materiais e a otimização dos constituintes

de um concreto de alta resistência, trata-se mais de uma arte do que uma ciência. E a

melhor forma de garantir a seleção da maioria dos materiais adequados para o CAD, é

através da realização de estudos preliminares em laboratório.


17

2.5.1 Cimento

A escolha do cimento mais adequado para produção de CAD é

extremamente importante, uma vez que este material influencia tanto a resistência da

pasta quanto à aderência pasta-agregado.

A princípio, qualquer tipo de cimento pode ser utilizado para a obtenção de

CAD (MEHTA e AÏTCIN, 1990; ALMEIDA, 1996b). Entretanto, o ACI 363R-92 (2001)

coloca que o melhor cimento é aquele que apresenta menor variabilidade em termos de

resistência à compressão. Já GUTIÉRREZ e CÁNOVAS (1996) afirmam que a utilização

de cimentos de alta resistência é necessária para produção de CAD.

Nos casos em que alta resistência inicial seja o objetivo, deve-se dar

preferência ao uso de cimento Portland de alta resistência inicial (ACI 363R-92, 2001;

AGNESINI e SILVA, 1996).

Contudo, para a seleção final do cimento mais adequado, além de suas

propriedades mecânicas, outras três características devem ser levadas em consideração:

sua finura, sua composição química e sua compatibilidade com os aditivos.

Em termos de finura, quanto maior for a superfície específica, em contato

com a água, mais rapidamente ocorrerá a hidratação do cimento, aumentando-se sua

resistência à compressão, principalmente nas primeiras idades. Por outro lado, quanto

mais fino o cimento, maior a dosagem de superplastificante necessária para alcançar

uma mesma trabalhabilidade, uma vez que a eficiência do aditivo é influenciada

diretamente pela finura do cimento (AÏTCIN et al, 1994; AÏTCIN, 2000).

Em relação à composição química, MEHTA e AÏTCIN (1990) recomendam,

preferencialmente, o cimento Portland comum e aqueles com maior teor de C3S e C2S,

compostos que contribuem para a resistência do concreto. Outros pesquisadores

apontam a importância do tipo de cimento na demanda de água, no tempo de pega e na

trabalhabilidade da mistura, considerando como principais fatores o teor de C3A e a

distribuição granulométrica do cimento (AÏTCIN e NEVILLE, 1993; AÏTCIN, 1995;

GJORV, 1994; GUTIÉRREZ e CÁNOVAS, 1996).


18

Por esta razão, nos concretos de alto desempenho, o problema de

compatibilidade cimento-aditivo é muito mais crítico do que no concreto

convencional. AÏTCIN et al (1994) e MEHTA (1996) relatam que alguns cimentos

podem ser até rejeitados, em virtude de incompatibilidade cimento-aditivo, não

porque seja impossível atingir a resistência desejada, mas porque é impossível

manter a trabalhabilidade por um período suficiente para o lançamento adequado do

concreto. A causa principal é a elevada quantidade de C3A, C3S e álcalis que levam a

uma redução da fluidez e rápida perda de trabalhabilidade.

Por fim, o consumo de cimento por metro cúbico de concreto é um fator

determinante, tanto do ponto de vista técnico quanto econômico, quando se trata de

viabilizar o emprego do CAD em estruturas onde comumente se aplica o concreto

convencional. As dosagens de cimento usualmente empregadas na fabricação de CAD

variam entre 400 e 550 kg/m³ (NEVILLE, 1997a; MEHTA e AÏTCIN, 1990b),

enquanto no concreto convencional estão na faixa de 300 kg/m³. O ACI 363R-92

(2001) ressalta que o excesso de cimento pode não aumentar a resistência do concreto

e, conforme menciona NEVILLE (1997), teores acima de 530 kg/m³ podem levar a

uma queda de resistência mecânica, em virtude da perda de aderência entre a pasta e o

agregado, resultante da fissuração por tensões de retração.

A solução para este problema pode ser conseguida com a substituição parcial

do cimento por materiais cimentícios suplementares, como a sílica ativa e pelo

aumento da eficiência do cimento no concreto, obtida com o auxílio dos aditivos

superplastificantes (ACI 363R-92, 2001).

2.5.2 Agregados

No Brasil, ainda não existe norma especifica para qualificação dos agregados

para emprego em CAD, portanto, devem ser atendidas as exigências mínimas prescritas

nas normais atuais para concretos convencionais (NBR 7211, 1983; NBR 12654, 1992).

Além destas exigências, outros aspectos devem ser considerados, conforme segue.


19

2.5.2.1 Agregados graúdos

A seleção do agregado graúdo adequado é condição fundamental para a produção

de concretos de alto desempenho. Por esta razão, além de atender as exigências mínimas

prescritas nas normas para concreto convencional, é importante que algumas características

do agregado graúdo sejam analisadas com maior atenção, pois podem afetar sensivelmente

as propriedades do concreto tanto no estado fresco como no estado endurecido.

As principais características a serem analisadas são: mineralogia, composição

granulométrica, dimensão máxima, forma e textura superficial, resistência mecânica,

módulo de elasticidade e reatividade química. A influência destas características do

agregado graúdo no CAD será discutida, com mais detalhe, no Capítulo 3.

De modo geral, ALMEIDA (1996b) e o ACI 363R-92 (2001) recomendam

que os agregados apresentem as seguintes características:

- boa resistência à compressão;

- módulo de elasticidade maior ou igual ao da pasta de cimento;

- 100% britado e com mínimo de partículas alongadas e achatadas;

- granulometria que minimize o consumo de água e/ou a concentração de tensões;

- forma e textura superficial que favoreçam a aderência com a pasta;

- propriedades químicas adequadas para evitar deterioração devido à

composição do cimento ou ataque de agentes externos;

- devem ser limpos e isentos de substâncias deletérias.

Para uma avaliação mais apurada da potencialidade de um agregado graúdo

para uso em CAD, MEHTA e AÏTCIN (1990) propõem um critério de seleção baseado

na análise das curvas de histerese durante o ensaio de módulo de elasticidade do

concreto (Figura 2.2). De acordo com os autores, os corpos-de-prova que apresentam

curvas de histerese estreitas, tendendo a fechar-se completamente (sem deformação

plástica dentro do regime elástico), indicam agregados de grande resistência e zona de

transição agregado-pasta mais forte. No caso onde as curvas de histerese apresentam-


20

se largas e não se fecham completamente (apresentando deformação plástica

irreversível no descarregamento) são indicações de fraqueza inerente nas partículas do

agregado e/ou uma zona de transição fraca.

FIGURA 2.2 – CURVAS DE HISTERESE PARA CONCRETOS PRODUZIDOS COM DIFERENTES

AGREGADOS (MEHTA E AÏTCIN, 1990).

Alguns autores utilizaram a lavagem dos agregados graúdos, como forma de

minimizar a quantidade de pó e substâncias deletérias presentes na superfície dos

agregados e fortalecer a aderência na ligação agregado-pasta. A adoção deste

procedimento, segundo os mesmos, conduz a ganhos de até 8% na resistência à

compressão do CAD (ALMEIDA, 1994; FONSECA SILVA et al., 1998).

Por último, AÏTCIN (2000) recomenda que a seleção do agregado graúdo

seja feita após um exame cuidadoso da mineralogia e da petrografia, para assegurar

que as partículas são resistentes o suficiente para evitar ruptura precoce no CAD.

2.5.2.2 Agregados miúdos

A escolha do agregado miúdo é determinada tanto pelo seu efeito na

demanda de água como pelo seu empacotamento físico. Deste modo, quanto à forma,


21

são preferíveis as partículas arredondadas e lisas, pois exigem menos água de

amassamento (ACI 363R-92, 2001).

Em relação à procedência dos agregados miúdos, tanto as areias naturais de

rios, quanto as artificiais, obtidas por britamento de rocha, podem ser utilizadas.

Contudo, GUTIÉRREZ e CÁNOVAS (1996) recomendam o uso de areia natural de

rio para evitar uma demanda excessiva de água.

No CAD com adição de sílica ativa, devido ao teor elevado de finos, é

aconselhável a redução do consumo de areia e/ou a utilização de areia com módulo de

finura maior (ALMEIDA, 1990; DAL MOLIN, 1995). A areia adequada para utilização

em CAD deve apresentar um módulo de finura entre 2,7 e 3,2 (MEHTA e AÏTCIN, 1990;

ALMEIDA, 1994; GJORV, 1994; AÏTCIN, 2000; ACI 363R-92, 2001; e outros).

O uso de uma areia mais grossa, conseqüentemente de menor superfície

específica, necessita de menos água de amassamento, proporcionando a obtenção de

uma dada trabalhabilidade com uma relação água/aglomerante menor, o que é

vantajoso em termos de resistência e economia (NEVILLE, 1997a; AÏTCIN, 2000).

Com relação à resistência à compressão do agregado miúdo, AÏTCIN (2000)

adverte que a areia natural deve conter uma quantidade mínima de partículas maiores

que 4,8 mm porque, em alguns casos, estas partículas não são muito fortes e podem se

tornar o elo mais fraco no concreto.

Por fim, recomenda-se que o agregado miúdo seja proveniente de rio, com

quantidade mínima de finos, limpo, e livre de impurezas orgânicas, argila e silte.

2.5.3 Sílica Ativa

A sílica ativa é hoje reconhecida como “uma adição pozolânica bem

estabelecida que pode contribuir de forma ímpar nas propriedades dos produtos de

cimento Portland” (KHAYAT e AÏTCIN, 1993).

O seu desempenho com relação às demais adições minerais se deve principalmente

pelas suas características físico-químicas, que lhe conferem uma alta reatividade com os


22

produtos de hidratação do cimento Portland e proporcionam um melhor empacotamento das

partículas de cimento. Por estas razões, entre as adições minerais, a sílica ativa é ainda a mais

empregada atualmente para a produção de CAD. Outras adições, como o metacaulim e a

cinza de casca de arroz têm sido utilizadas com sucesso para a obtenção de CAD.

A sílica ativa é um subproduto do processo de fabricação do silício metálico

ou das ligas de ferro-silício. A produção dessas ligas se dá em fornos elétricos de

fusão, tipo arco-voltaico, onde ocorre a redução do quartzo a silício pelo carbono a

temperaturas da ordem de 2000°C. A sílica ativa bruta é coletada ao passar através de

filtros especiais denominados filtros de manga. As matérias-primas utilizadas no

processo são o quartzo de alta pureza, o carvão ou o coque (fonte de carbono), cavacos

de madeira e, eventualmente, o minério de ferro no caso da produção de ferro-silício.

(MALHOTRA e CARETTE, 1983; MEHTA e MONTEIRO, 1994; ACI 234R-96,

2001). Na Figura 2.3, a seguir, a representação esquemática da captação de sílica ativa.

FIGURA 2.3 – PROCESSO DE PRODUÇÃO DE SILÍCIO E DE CAPTAÇÃO DE SILICA ATIVA (DAL MOLIN, 1995).

2.5.3.1 Características físicas e químicas da sílica ativa

As características da sílica ativa, como cor, distribuição granulométrica e

composição química, dependem do tipo de liga produzida, tipo de forno, composição

química e dosagem das matérias primas.


23

A sílica ativa é um pó fino cuja cor varia de cinza claro a cinza escuro. Como

o SiO2 é incolor, a cor da sílica ativa é determinada pelo teor de carbono e de óxido de

ferro presentes. Do ponto de vista físico, as partículas de sílica ativa são esféricas

(Figura 2.4), extremamente pequenas, com diâmetro médio entre 0,1µm e 0,2µm,

sendo 50 a 100 vezes menores que as do cimento (ACI 234R-96, 2001).

FIGURA 2.4 – MICROGRAFIA ELETRÔNICA DE TRANSMISSÃO DA SÍLICA ATIVA (MEHTA E MONTEIRO, 1994).

Sua área específica, medida pela técnica de adsorção de nitrogênio, varia de

13.000 a 30.000 m²/kg, ficando a média em torno de 20.000 m²/kg, bastante superior à

do cimento Portland - 350 a 600 m²/kg (ACI 363R-92, 2001). A sua massa específica

real é geralmente de 2,2 g/cm³, menor que a do cimento, que é de aproximadamente

3,10 g/cm³ (MALHOTRA, 1993; NEVILLE, 1997a).

A massa unitária na forma natural é da ordem de 250 a 300 kg/m³, e na

forma densificada passa a ser de 500 a 700 kg/m³. A baixa massa unitária associada à

pequena dimensão das partículas de sílica ativa faz com que o material apresente

problemas de manuseio e transporte, encarecendo seu custo final (KHAYAT e

AÏTCIN, 1993; SILVA, 2000)

Do ponto de vista químico, a sílica ativa é composta principalmente de SiO2,

com pequenas quantidades de alumina, ferro, cálcio, álcalis, carbono, entre outros. O


24

conteúdo de SiO2 na sílica ativa depende do tipo de liga que está sendo produzido. Quanto

maior o teor de silício da liga, maior o teor de SiO2 da sílica ativa. De maneira geral, este

valor deve estar entre 85 a 98% de SiO2 (MALHOTRA, 1993; AÏTCIN, 2000).

2.5.3.2 Dosagem de sílica ativa

Teoricamente, a dosagem ideal de sílica ativa, necessária para fixar todo o

potencial de cal liberada pela hidratação do C3S e do C2S, estaria entre 25 e 30%.

Porém, estas dosagens não seriam viáveis na prática, devido à quantidade elevada de

superplastificante necessária (AÏTCIN, 2000).

As dosagens de sílica ativa geralmente empregadas no concreto de alto

desempenho se encontram na faixa de 5 a 15% sobre a massa de cimento (ACI 363R-

92, 2001). Para NEVILLE (1997a), teores abaixo de 5% não resultam em aumento de

resistência, pois esta quantidade de adição é insuficiente para permitir o fortalecimento

da interface agregado-pasta. Dosagens acima de 15% resultam em menores ganhos de

resistência e aumentos consideráveis no custo final do concreto (GUTIERREZ e

CÁNOVAS, 1996). YOGENDRAN et al. (1987) encontraram para concretos na faixa

de 50 a 70 MPa o teor ótimo de 15%. Outros pesquisadores concordam que a

incorporação de sílica ativa em substituição a 10% da massa de cimento além de não

prejudicar a trabalhabilidade de concretos com relação a/c baixas, otimiza o ganho de

resistência (ALMEIDA, 1990; DOMONE e SOUTSOS, 1994; TAYLOR et al., 1996;

DUVAL e KADRI, 1998 e AÏTCIN, 2000).

SILVA3 apud LOPES (1999) comenta que na década de 80, teores de 15%

de sílica ativa eram comumente empregados. No final da década de 90, passou-se a

utilizar 10% e hoje em dia a tendência é usar entre 6 e 8%.

3 SILVA, E. F. Concreto de alto desempenho: estudo de propriedades mecânicas. Brasília,

1997. 166 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) – Universidade de Brasília.


25

Cabe ressaltar que existem dois métodos de incorporação de sílica ativa no

concreto. O primeiro e mais utilizado é a substituição de parte da massa de cimento pela

adição mineral. Desta maneira, é possível reduzir o consumo inicial de cimento, acarretando

tanto benefícios de ordem técnica quanto econômica. O segundo método consiste na adição

de um teor de sílica ativa à massa de cimento já especificada. Essa forma de uso resulta em

aumentos significativos na resistência a compressão entre 3 e 28 dias quando comparado

com os concretos sem adição (MALHOTRA e CARETTE, 1983; MEHTA4 apud

BARATA, 1998).

2.5.3.3 Efeito da sílica ativa na microestrutura do concreto

Os benefícios da sílica ativa na microestrutura e nas propriedades do

concreto devem-se principalmente a dois mecanismos de ação: o efeito químico ou

efeito pozolânico e os efeitos físicos - efeito microfiler e de refinamento dos poros e

dos produtos de hidratação do cimento (MALIER, 1991).

O efeito pozolânico consiste na capacidade da sílica ativa de se combinar

rapidamente com o hidróxido de cálcio – Ca(OH)2 – produzido na hidratação do

cimento, formando silicato de cálcio hidratado – C-S-H – adicional, produto este que é

o principal responsável pela resistência mecânica da pasta de cimento (DAL MOLIN,

1995). O que torna a sílica ativa um material pozolânico muito reativo são o seu teor

muito alto de SiO2, o seu estado amorfo e a sua extrema finura (AÏTCIN, 2000).

O efeito microfiler consiste em um maior empacotamento dos sólidos

constituintes resultante do preenchimento dos vazios entre as partículas de cimento

pelas minúsculas partículas esféricas de sílica ativa (Figura 2.5), cujo diâmetro

médio é 100 vezes menor que o das partículas de cimento. Em uma mistura com

15% de sílica ativa em substituição à massa de cimento existem, aproximadamente,

4 MEHTA, P. K. Condensed silica fume. IN: SWAMY, R. N. (ed.). Cement replacement

materials. (Concrete technology and design, v. 3). London, Surrey University Press, p 134-170, 1986.


26

2.000.000 de partículas de sílica ativa para cada grão de cimento Portland na

mistura (ACI 234R-96, 2001).

FIGURA 2.5 – EFEITO MICROFILER DA SÍLICA ATIVA NO CONCRETO (BACHE apud AÏTCIN, 2000)

As partículas de sílica ativa atuam também como “pontos de nucleação”

para crescimento dos produtos de hidratação, causando o refinamento da estrutura

dos poros e dos produtos de hidratação, além de reduzir o espaço disponível para

a água, conforme mostra a Figura 2.6. Assim, o crescimento dos cristais ocorrerá

tanto na superfície dos grãos de cimento como nos poros ocupados pela sílica

ativa e pela água, acelerando as reações de hidratação e influenciando o tamanho

dos produtos de hidratação formados. Com a presença da sílica ativa, os espaços

disponíveis para o crescimento dos produtos são limitados, ocasionando assim a

formação de um grande número de pequenos cristais em vez de poucos cristais

grandes (DAL MOLIN, 1995).


27

FIGURA 2.6 – EFEITO FÍSICO DA SÍLICA ATIVA NO CRESCIMENTO DOS CRISTAIS DE HIDRATAÇÃO, DE

ACORDO COM (MALE apud DAL MOLIN, 1995)

Isto dificulta a orientação preferencial dos cristais de hidróxido de cálcio na

interface agregado-pasta, afetando desta maneira o arranjo físico do sistema,

promovendo a homogeneidade da microestrutura do concreto e contribuindo para

aumentar a coesão e a compacidade tanto da pasta matriz quanto da zona de transição.

Além disto, devido ao tamanho extremamente reduzido de suas partículas, a

sílica ativa reduz significativamente a exsudação interna da mistura, ao interferir na

movimentação das partículas de água, reduzindo ou eliminando o acúmulo de água

livre que fica retido sob os agregados além de preencher os vazios deixados pelas

partículas de cimento próximas à superfície do agregado, contribuindo desta maneira

para a diminuição da porosidade e da espessura da zona de transição (Figura 2.7).


28

FIGURA 2.7 – ESTRUTURA DE C-S-H DENSO NUM CONCRETO COM SÍLICA ATIVA EM TORNO DO

AGREGADO. NOTA-SE A AUSÊNCIA DE ZONA DE TRANSIÇÃO ENTRE A PASTA E O AGREGADO (AÏTCIN, 2000).

FIGURA 2.8 – ATUAÇÃO DA SÍLICA ATIVA NA INTERFACE AGREGADO-PASTA DOS CONCRETOS

(ALMEIDA, 1996b).

(a) concreto fresco sem sílica, com grande espaço preenchido pela água em torno do agregado, devido à exsudação e ao empacotamento deficiente dos grãos de cimento (pc) na interface; (b) zona de transição do mesmo sistema, em estágio de maior maturidade, mostrando o preenchimento com hidróxido de cálcio (CH) e silicato de cálcio hidratado (CSH), mas ainda com espaços vazios, alguns dos quais preenchidos com materiais aciculares, provavelmente etringita (ett); (c) concreto fresco com sílica ativa (sf), cujas partículas preenchem o espaço em torno dos agregados, anteriormente ocupado, na fase (a), pela água; (d) zona de transição menos porosa, obtida com o sistema (c) em estágio de maior maturidade.


29

Porém, de acordo com os estudos de PAULON (1996), essa diminuição

rápida da espessura da zona de transição, resultante da eficiente ação pozolânica e

física da sílica ativa, ocorre somente após os 3 primeiros dias (Tabela 2.1).

TABELA 2.1 – ESPESSURA DA ZONA DE TRANSIÇÃO (MICROMETRO)*

PASTA PURA 20% SILICA ATIVA 20% CINZA VOLANTE IDADE (DIAS) Quartzo Calcário Quartzo Calcário Quartzo Calcário

3 85 65 100 110 95 98

7 93 80 78 65 69 52

28 108 108 38 41 59 45

FONTE: PAULON. V. A. A interface entre a pasta de cimento e agregado: influência na durabilidade dos concretos. Revsita Téchne, n. 25, nov/dez, 1996.

A combinação destes efeitos no concreto resultam em uma microestrutura muito

mais densa, com uma ligação mais forte entre o agregado e a pasta de cimento hidratado,

conforme pôde ser visto na Figura 2.7. Com estas melhorias na microestrutura, a sílica

ativa aumenta a resistência à compressão do concreto, especialmente entre 7 e 28 dias

(DETWILLER e MEHTA, 1989; MALHOTRA et al, 2000; AÏTCIN, 2000). Além disto,

com o efeito de redução na porosidade da zona de transição, a sílica ativa reduz também a

permeabilidade do concreto (BAYASI e ZHOU, 1993).

Efeitos semelhantes ocorrem no concreto armado, alterando a morfologia e a

microestrutura da zona de transição pasta-aço, aumentando assim a resistência de aderência

entre a pasta e a armadura, conforme estudos de GJORV, MONTEIRO e MEHTA (1990).

Tudo isto colabora para a elevação das propriedades mecânicas e para o

aumento da durabilidade do concreto como um todo (ALMEIDA, 1996b).

2.5.3.4 Efeito da sílica ativa nas propriedades do concreto fresco e endurecido

A adição de sílica ativa ao concreto tem-se mostrado efetiva no aumento da

resistência do concreto, pois, além de seu efeito químico de reação pozolânica, suas

partículas extremamente finas atuam fisicamente densificando a matriz e a zona de

transição (DAL MOLIN, 1995).


30

Enquanto a sílica ativa não é usualmente necessária para resistências à

compressão menores do que 75 MPa, a maioria dos cimentos necessita desta adição para

atingirem os 100 MPa. Ainda, AÏTCIN (2000) comenta que em função dos materiais

disponíveis atualmente, é quase impossível exceder esse limite sem usar a sílica ativa.

Tal afirmativa está de acordo com os resultados de PAULON e IBRAIM

(1995), que estudando a influência de várias adições (sílica ativa, cinzas volantes,

argila calcinada e um filer de resíduo de mineração do ouro) sobre as propriedades

mecânicas de concretos de alta resistência na faixa de 60 a 80 MPa, chegaram à

conclusão que a sílica ativa apresenta o melhor desempenho entre as adições, sendo

imprescindível seu uso para obtenção de valores mais elevados de resistência.

Outros benefícios da adição de sílica ativa nas propriedades do CAD são

relatados pela literatura:

- a resistência ao ataque de sulfatos é melhorada significativamente com a

substituição de 5 a 15% de sílica ativa sobre a massa cimento Portland

(MANGAT e KHATIB, 1995).

- a utilização de 5 a 12% de sílica ativa é eficaz na redução da penetração

de cloretos e água no concreto, garantindo maior durabilidade às

estruturas em concreto armado (SCISLEWSKI e WOJTOWICZ, 1996).

- por último, e confirmando todos os argumentos apresentados

anteriormente, em estudos recentes sobre o desempenho em longo prazo

de concretos com sílica ativa, alguns pesquisadores (LACHEMI et al,

1998; MALHOTRA et al, 2000) observaram que a adição de sílica ativa

no concreto resultou em alta resistência à compressão, boa durabilidade

ao gelo-degelo, baixa permeabilidade aos cloretos e reduzida

profundidade de carbonatação, apresentando desempenho satisfatório

mesmo após 10 anos de exposição a condições ambientais severas.


31

Contudo, o uso de sílica ativa tem alguns inconvenientes, e o principal é a

sua finura. A adição de sílica ativa, em substituição de parte do cimento, resulta em um

aumento na demanda de água para manter as mesmas propriedades reológicas de uma

pasta de cimento sem sílica ativa, isto é, produz um concreto com relação a/c mais

elevada (NEVILLE, 1997a; FERRARIS, OBLA e HILL, 2001). Assim, todo o

benefício que se consegue na resistência e durabilidade do concreto pela ação físico-

química da sílica ativa pode ser contraposto pela maior quantidade de água necessária

para tornar o concreto trabalhável (ALMEIDA, 1996b). Para evitar-se a adição de mais

água na mistura, é imprescindível o uso de aditivos superplastificantes, aditivos

redutores de água de alta eficiência, que dispersam as partículas de cimento e sílica

ativa, diminuindo o atrito interno existente entre elas, permitindo o lançamento do

concreto com abatimentos razoáveis, na obra. (KHAYAT e AÏTCIN, 1993; MEHTA e

MONTEIRO, 1994; NEVILLE, 1997a).

2.5.4 Aditivos Superplastificantes

A obtenção de concretos de alta resistência e de alto desempenho tornou-se

viável com o advento dos aditivos superplastificantes. Estes aditivos são também

conhecidos como superfluidificantes ou aditivos redutores de água de alta eficiência.

Estes materiais proporcionam, nos concretos, a obtenção conjunta de uma

trabalhabilidade adequada com baixas relações água/materiais secos, características

fundamentais para a confecção e o emprego dos concretos de alto desempenho.

Em geral, a finalidade dos aditivos superplastificantes é modificar as

propriedades do concreto no estado fresco e, como conseqüência de sua atuação na

trabalhabilidade, influencia as propriedades do concreto endurecido, promovendo o

aumento da resistência à compressão, o controle de velocidade de endurecimento, o

aumento da trabalhabilidade e da durabilidade (KANTRO, 1980; MEHTA e

MONTEIRO, 1994; NEVILLE, 1997a; ACI 212.3R-91, 2001; ACI 363R-92, 2001).


32

Segundo COLLEPARDI et al. (1999), os superplastificantes podem ser

utilizados no concreto para três propósitos específicos e/ou combinação entre eles:

a) aumento da fluidez do concreto fresco sem alteração na sua relação a/c –

ou seja, sem necessidade de adição de mais cimento ou água para

melhorar a trabalhabilidade do concreto.

b) obtenção de resistências mais elevadas, para uma mesma trabalhabilidade

e consumo de cimento - conseguida através da redução no consumo de

água em até 30%, diminuindo significativamente a relação a/c.

c) redução no consumo de cimento, com redução proporcional de água,

mantendo a mesma trabalhabilidade e mesma resistência – gerando

economia de custo, além de evitar o aparecimento de fissuras, retração e

tensões térmicas causadas pelo calor de hidratação do cimento.

Sua atuação consiste em dispersar as partículas de cimento que têm uma forte

tendência a flocular quando misturadas à água de amassamento. Esta tendência, de acordo

com AÏTCIN e NEVILLE (1995), é resultado de vários tipos de interações: forças de Van

der Waals entre partículas, forças eletrostáticas entre partículas com cargas opostas, e

fortes ligações envolvendo moléculas de água ou compostos hidratados. Este processo de

floculação do cimento ocasiona o aprisionamento de parte da água, tornando-a

indisponível para a hidratação do cimento e fluidificação da mistura (AÏTCIN et al, 1994).

Com isso, quando as moléculas longas do superplastificante são adsorvidas

pelas partículas de cimento, conferem uma forte carga negativa, a qual auxilia numa

redução considerável da tensão superficial da água circundante, resultando na

defloculação e dispersão das partículas de cimento, aumentando acentuadamente a

fluidez do sistema, conforme Figura 2.9 (MEHTA e MONTEIRO, 1994).


33

FIGURA 2.9 – REPRESENTAÇÃO DIAGRAMÁTICA DA FLOCULAÇÃO DE PARTÍCULAS DE CIMENTO ANTES DA ADIÇÃO DO SUPERPLASTIFICANTE E A DISPERSÃO DOS FLOCOS APÓS A ADIÇÃO (MEHTA E MONTEIRO, 1994).

Os superplastificantes disponíveis no mercado são geralmente classificados,

de acordo com sua composição química, em quatro categorias5:

a) Policondensado de formaldeído e melanina sulfonada (SMF), ou

simplesmente melanina sulfonada;

b) Policondensado de formaldeído e naftaleno sulfonado (SNF), ou

simplesmente naftaleno sulfonado;

c) Lignossulfonatos modificados (MLS);

d) Copolímeros – como os poliacrilatos e poliestireno sulfonado.

SILVA (2000), citando BUCHER6, comenta que a melanina sulfonada

apresenta uma ligeira tendência a retardar a pega do cimento e eventualmente,

incorpora pequena quantidade de ar; os naftalenos sulfonados não incorporam ar e nem

alteram significativamente o tempo de pega do cimento; e os lignossulfonatos

geralmente incorporam ar e retardam com diversas intensidades a pega do cimento.

5 Bradley and Howarth, 1986; Rixom and Mailvaganam, 1986 apud AÏTCIN, 2000 6 BUCHER, H. R. E. Desempenho de aditivos redutores de água de alta eficiência em pastas,

argamassas ou concretos. In: CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO – IBRACON/REIBRAC, 30º, Rio

de Janeiro, 1988. pp. 609-625.


34

Atualmente, os superplastificantes comerciais mais usados são à base de

naftaleno sulfonado e melanina sulfonada (AÏTCIN, 2000), podendo ainda existir

aditivos com variações na composição, com a utilização de certa quantidade de

lignossulfonatos, copolímeros e sais (ISTA e VERHASSELT7 e MITSUI8, apud

PEREIRA NETO, 1994). Com relação aos superplastificantes à base de polímeros

acrílicos, diversos estudos recentes, citados por COLLEPARDI et al (1999), têm

comprovado seu desempenho superior em relação aos demais tipos, porém o seu maior

custo é ainda uma barreira para a sua utilização.

O desempenho dos aditivos superplastificantes depende de vários fatores,

além de sua natureza e quantidade, tais como: tipo, finura e consumo de cimento, teor

de C3A, C3S, SO3 e álcalis presentes (COLLEPARDI et al, 1999; ACI 212.3R-91,

2001), granulometria dos agregados, relação a/c, consistência, momento de colocação

na mistura, processo de mistura, condições de cura, temperatura, entre outras

(ALMEIDA, 1990; MAILVAGANAM, 1999).

Dentre as características do cimento que mais afetam a compatibilidade

cimento-aditivo, destacam-se a finura e o teor de C3A. Cimentos de maior finura

e com elevadas quantidades de C3A apresentam redução na fluidez e rápida perda

de trabalhabilidade (AÏTCIN et al, 1994; DAL MOLIN, 1995; GUTIÉRREZ e

CÁNOVAS, 1996; ACI 212.3R-91, 2001).

O momento de colocação e a maneira como o aditivo é adicionado à mistura

é fundamental para sua eficiência, e também para a melhoria da consistência. O

superplastificante age mais efetivamente se for adicionado alguns minutos após a

7 ISTA, A.; VERHASSELT, A. Chemical characterization of plasticizers and superplasticizers.

IN: SUPERPLASTICIZERS AND OTHER CHEMICAL ADMIXTURES IN CONCRETE. Detroit, ACI SP-

119, p. 99-116, 1989. 8 MITSUI, K. et al. Properties of high-strength concrete with silica fume using high-range

water reducer of slump retainig type. IN: SUPERPLASTICIZERS AND OTHER CHEMICAL

ADMIXTURES IN CONCRETE. Detroit, ACI SP-119, p. 79-98, 1989.


35

colocação da água de amassamento (CHIOCCHIO e PAOLINI9 apud HSU et al,

1999). A adição de superplastificante (parcialmente ou totalmente) na água de

amassamento reduz sua eficiência, possivelmente devido à absorção pelos agregados

durante a mistura (GUTIÉRREZ e CÁNOVAS, 1996). O retardo da adição do

superplastificante em 1 minuto após contato do cimento com a água de amassamento

leva a uma mistura com abatimento cerca de 100 porcento superior ao da mistura cuja

colocação foi imediata (COLLEPARDI et al, 1999), conforme mostra a Tabela 2.2. De

acordo com UCHIKAWA et al. (1995), a melhora na fluidez da pasta, ocasionada pelo

retardo da adição do superplastificante, é causada pela redução significativa da

quantidade de aditivo adsorvido pelo C3A.

TABELA 2.2 – EFEITO DO MODO DE ADIÇÃO DOS SUPERPLASTIFICANTES SMF, SNF E

CAE* NO SLUMP DE MISTURAS DE CONCRETO DE CIMENTO PORTLAND

ADITIVOS CONCRETOS

TIPO DE ADITIVO

DOSAGEM (% TEOR DE SÓLIDOS)

MODO DE ADIÇÃO RELAÇÃO A/C SLUMP (MM)

SMF 0,50 IMEDIATA 0,41 100

SMF 0,50 RETARDADA 0,41 215

SNF 0,48 IMEDIATA 0,40 100

SNF 0,48 RETARDADA 0,40 230

CAE 0,30 IMEDIATA 0,39 230

CAE 0,30 RETARDADA 0,39 235

FONTE: COLLEPARDI et al. (1999). NOTAS: *CAE – Copolímero de éster acrílico; IMEDIATA – colocação do aditivo com a água de amassamento; RETARDADA – colocação do aditivo 1 minuto após mistura.

9 CHIOCCHIO, G.; PAOLINI, A. E. Optimum time for addition superpasticizers to portland cement

pastes. Cement and Concrete Research, v. 15, n. 5, p. 901-908, 1985.


36

A variação da temperatura de mistura influencia tanto a consistência inicial

quanto a taxa de perda de abatimento. À medida que a temperatura do concreto

diminui, são necessárias maiores dosagens de superplastificante para manter a mesma

consistência inicial. Para temperaturas abaixo dos 22°C, este aumento de dosagem

pode atingir 30%. Por outro lado, em temperaturas acima de 32ºC, ocorrem perdas

drásticas de abatimento, da ordem de 45% do abatimento inicial (WHITING10 e

MAILVAGANAM11 apud DAL MOLIN, 1995).

AÏTCIN et al. (1994) relatam que nem todos os superplastificantes

comerciais possuem a mesma eficiência na dispersão das partículas de cimento dentro

da mistura, na redução da quantidade de água de amassamento e na trabalhabilidade de

um traço com relação água/aglomerante (a/aglom) muito baixa.

AÏTCIN (2000) comenta que existem ainda alguns tipos de cimentos

Portland que se comportam de maneira diferenciada com os superplastificantes e, de

outro lado, superplastificantes de baixa qualidade que não são compatíveis com

qualquer tipo de cimento. Daí a necessidade de se realizar ensaios de compatibilidade

cimento-aditivo para avaliar o desempenho destes materiais.

Deve-se lembrar, ainda, que os aditivos superplastificantes comerciais

apresentam diferentes teores de sólidos em suas composições, significando que a

comparação de desempenho desses aditivos deve ser feita na quantidade de sólidos e

não na massa total da solução (NEVILLE, 1997).

Outro fator que não deve ser esquecido é a influência que a utilização de

superplastificantes, geralmente empregados em altas dosagens - 5 a 20 l/m³ (AÏTCIN,

2000), podem ter no custo e nas propriedades mecânicas dos concretos de alto

desempenho. Nestes concretos a dosagem ótima de superplastificante é, em geral,

10 WHITING, D. Effect of mixing temperature on slump loss and setting time of concrete containing

high-range water reducers. Cement, Concrete and Aggregates, v. 2, n. 1, p. 31-38, 1980. 11 MAILVAGANAM, N. P. Factors influencing slump loss in flowing concrete. IN:

INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON SUPERPLASTICIZERS IN CONCRETE, 1st., 1978, Ottawa, Canada.

Papers… Detroit: ACI-SP 62, p. 389-403, 1979.


37

maior do que a recomendada pelos fabricantes, devendo portanto ser definida através

de misturas experimentais. Esta dosagem ótima, segundo GAGNÉ et al (1996),

produzirá um concreto com boa trabalhabilidade mantida durante o tempo necessário,

sem maiores efeitos no tempo de pega e nas propriedades mecânicas iniciais.

Normalmente, a dosagem de superplastificante utilizada em CAD varia entre

0,5 a 2,5 % do teor de sólidos do aditivo em relação à massa de cimento, sendo que a

parte sólida do aditivo é geralmente em torno de 40% da solução (MEHTA e AÏTCIN,

1990b; AÏTCIN, 2000). Isto corresponde à faixa usualmente empregada de 1 a 4 % de

solução de aditivo (sólidos mais água) em relação à massa de cimento (MALHOTRA,

1998). Como o aditivo se apresenta usualmente na forma de solução, a água presente

na solução deve ser considerada e descontada da água de amassamento.

Em resumo, a seleção do superplastificante é determinada, principalmente,

em função de sua compatibilidade com o cimento, desempenho, dosagem e custo. Em

alguns casos, por razões técnicas e/ou econômicas, podem ser usados em conjunto com

plastificantes, com retardadores de pega ou ainda com aceleradores de pega.

2.5.4.1 Compatibilidade cimento-aditivo

Com a utilização de uma relação água/aglomerante cada vez mais baixa

percebe-se, em determinadas situações, um comportamento reológico inesperado de

algumas combinações entre cimento e aditivo superplastificante, levando a uma rápida

perda de abatimento do concreto. Deste modo, é fundamental estabelecer uma

combinação adequada de cimento-aditivo, que proporcione um período maior de

retenção da fluidez (NEVILLE, 1997a). Alguns autores sugerem ensaios preliminares

em pasta para a avaliação da compatibilidade cimento-aditivo (GUTIÉRREZ e

CÁNOVAS, 1996; AÏTCIN et al, 1994).

A avaliação da compatibilidade cimento-aditivo e a determinação da

dosagem ótima podem ser realizadas pelo ensaio de miniabatimento desenvolvido por

KANTRO (1980) ou pelo método do funil de Marsh (NBR-7682/83). O uso


38

combinado destes métodos simplificados permite avaliar diferentes aspectos

reológicos da pasta de cimento, contribuindo para uma melhor seleção do aditivo

superplastificante (AÏTCIN, 2000).

Estes métodos têm sido adotados em diversos trabalhos científicos nacionais,

apresentando resultados satisfatórios para a escolha do aditivo superplastificante de

melhor desempenho (DAL MOLIN, 1995, VIEIRA e REGATTIERI, 1997;

SPONHOLZ, PRUDÊNCIO JUNIOR e STEIL, 1998; CASSA et al., 1999; BIZ,

PAULON e PINTO JÚNIOR, 2000; GAVA et al., 2001; e outros).

O ensaio de miniabatimento consiste em fazer um ensaio de abatimento com

uma pequena quantidade de pasta, usando um cone de abatimento de dimensões

reduzidas e uma placa de vidro (Figura 2.10) e obter a área de espalhamento da pasta.

Este ensaio permite avaliar o desempenho do aditivo no que se refere ao seu poder

fluidificante e alterações de fluidez de pastas de cimento com o tempo, servindo como

instrumento de pré-qualificação dos aditivos. Além disto, requer pequenas quantidades

de material e equipamento simplificado. DAL MOLIN (1995), citando estudos

realizados por RAABE12, comenta a eficiência deste ensaio na identificação do aditivo

de maior ação fluidificante, alertando, contudo, que o mesmo não é valido como

indicador do teor de dosagem ideal do aditivo.

FIGURA 2.10 – ENSAIO DE MINIABATIMENTO DE KANTRO

12 RAABE, A.L. Aditivos superplastificantes em concretos de cimento Portland pozolânico. Porto

Alegre, 1991. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) – Escola de Engenharia, UFRGS.


39

O método do funil de Marsh consiste em preparar uma pasta e medir quanto

tempo demora para que uma certa quantidade de pasta escoe através de um funil com

um dado diâmetro (Figura 2.11). Este ensaio, além de avaliar a compatibilidade

cimento-aditivo, possibilita determinar a dosagem ótima de superplastificante com

base no “ponto de saturação” de uma pasta de cimento com aditivo. Esse ponto

representa a quantidade de superplastificante a partir da qual não se observa melhoria

significativa na trabalhabilidade da pasta. Segundo AÏTCIN (2000), essa dosagem

geralmente corresponde a um limite superior da dosagem de aditivo a ser usada no

concreto. Dessa forma, em uma primeira tentativa o autor recomenda utilizar apenas

80% da dosagem obtida no ponto de saturação, adicionado-se o resto se necessário.

FIGURA 2.11 – ENSAIO DE FLUIDEZ – CONE DE MARSH

Cabe lembrar que a utilização de mais superplastificante do que a dosagem

correspondente ao ponto de saturação não traz benefícios; ao contrário, quantidades

excessivas de superplastificante podem causar segregação no concreto (AÏTCIN et al.,

1994), retardamento de pega, além de baixas resistências mecânicas na idade de 24

horas (GAGNÉ et al., 1996).

Por fim, um estudo mais aprofundado da compatibilidade cimento-aditivo

pode ser realizado, de acordo com VIEIRA e REGATTIERI, 1997, com base no

ensaio do funil de Marsh, seguido de ensaios adicionais para a determinação da

resistência à compressão axial e do calor de hidratação de argamassas experimentais.


40

Esta metodologia, segundo os autores, mostra-se mais eficiente na definição da melhor

combinação cimento-aditivo e do teor ótimo de superplastificante a ser utilizado.

2.5.5 Água de Amassamento

Os requisitos para a água de amassamento utilizada na produção de

concretos de alta resistência são os mesmos adotados para a água utilizada nos

concretos convencionais (ACI 363R-92, 2001).

Em geral, as normas internacionais consideram a água potável, proveniente

da rede normal de abastecimento público, adequada ao emprego no amassamento de

concretos. Exceto em alguns casos onde a água, embora potável, apresente

pequenas quantidades de açúcares ou sais, tornando-se inadequada para uso no

concreto (MC COY13 apud ALMEIDA, 1990).

Em casos de utilização de água de qualidade duvidosa, devem ser realizados

testes comparativos de resistência entre os concretos produzidos com a água de baixa

qualidade e com água destilada, conforme as recomendações do ACI 363R-92 (2001).

2.6 PRODUÇÃO E CONTROLE DE QUALIDADE DE CAD

A tecnologia de produção de CAD não difere muito dos processos

empregados para concretos convencionais, não exige o emprego de materiais

incomuns, nem de processos especiais e está ao alcance de qualquer produtor de

concreto pré-misturado (ALMEIDA, 1990; DAL MOLIN e WOLF, 1991; AÏTCIN e

NEVILLE, 1995; AGNESINI e SILVA, 1996). A justificativa para a não-utilização do

CAD estaria ligada à falta de conhecimento, por parte do meio técnico, da tecnologia

de concretos convencionais, subsídio básico para a obtenção de CAD.

13 MC COY, W. J. Water for mixing and curing of concrete. ASTM Special Technical Publication

n. 169, Significance of tests and properties of concrete and concrete aggregates, ASTM, p. 355-360, 1962.


41

Este tipo de concreto exige um maior controle de qualidade na seleção dos

materiais constituintes, um controle mais rigoroso do processo de produção, e

principalmente um conhecimento específico das propriedades dos seus componentes e

da interação entre eles (TORALLES CARBONARI et al., 1998). Desta maneira,

segundo HELENE (1997), aumentar-se-á a confiabilidade no processo de utilização de

CAD, mesmo que aparentemente exija maior sofisticação.

Outras recomendações envolvendo as etapas de planejamento, garantia da

qualidade, controle de qualidade, ensaios e avaliação dos resultados de resistência à

compressão de CAD, podem ser encontradas no ACI 363.2R-98 (2001).

Com respeito ao processo de produção, as medidas que devem ser adotadas

para obter-se um bom concreto de alto desempenho são: um controle rigoroso da

quantidade de água, principalmente, à relação água/cimento sobre a qual incide a

umidade e a absorção dos agregados; conhecimento prévio da eficiência do

misturador; seqüência de mistura adequada ao tipo de misturador; transporte adequado

ao tempo de perda das propriedades do concreto no estado fresco e método de cura

adequado à mistura e às condições ambientes (TORALLES CARBONARI et al.,

1998; FERRARIS e LOBO, 1998).

Em conclusão, como a produção do CAD exige uma dosagem criteriosa e um

controle de qualidade rigoroso, recomenda-se que seja executada em centrais de concreto

com controle rigoroso e com acompanhamento técnico adequado. Evidentemente, as

fábricas de pré-moldados e as obras de maior porte podem, elas próprias, prover as

condições técnicas necessárias para uma dosagem e misturas adequadas.

2.7 PROPRIEDADES MECÂNICAS DO CAD

Embora várias propriedades do concreto sejam alteradas com o aumento da

resistência, neste tópico serão tratadas apenas as propriedades mecânicas relacionadas

com o programa experimental desta pesquisa.


42

2.7.1 Resistência à Compressão

A resistência à compressão é a propriedade do concreto mais importante e

mais valorizada pelos engenheiros, sendo geralmente especificada nos projetos de

estruturas de concretos, além de servir de referência para a sua classificação.

Primeiramente, comparada com outras propriedades do concreto, a resistência à

compressão é relativamente mais fácil de ser ensaiada (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

No Brasil, o ensaio é realizado de acordo com a norma NBR 5739 (1994).

Em segundo lugar, a determinação da resistência à compressão pode ser uma

medida de qualidade do concreto, visto que está relacionada com a estrutura interna do

material (NEVILLE, 1997a). Assim, conhecendo-se o seu valor é possível obter uma

estimativa do desempenho do concreto tanto em termos mecânicos como, indiretamente,

da sua durabilidade. Por exemplo, o valor do módulo de elasticidade e da resistência à

tração podem ser estimados em função do resultado obtido para resistência à compressão.

Entretanto, segundo MEHTA e MONTEIRO (1994), a resistência à

compressão do concreto não depende somente da solicitação a qual o corpo-de-prova

estará sujeito mas também da combinação de vários outros fatores, internos e externos,

que podem afetar o resultado obtido dos ensaios, conforme ilustrado na Figura 2.12.

FIGURA 2.12 – INTERAÇÃO DOS FATORES QUE INFLUENCIAM A RESISTÊNCIA DO CONCRETO (MEHTA

E MONTEIRO, 1994)


43

Na prática, considera-se a relação a/c como o principal fator que influencia a

resistência à compressão, pois afeta a porosidade tanto da pasta de cimento como da

zona de transição entre a pasta e o agregado (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

Contudo, embora a lei de Abrams estabeleça que, para concretos

convencionais, a resistência à compressão aumenta inversamente proporcional à

relação água/cimento, para CAR esta proporcionalidade só é válida até o limite de

resistência do agregado graúdo. Por conseguinte, para cada agregado graúdo existe um

valor crítico da relação água/cimento, abaixo do qual qualquer redução adicional da

relação água/cimento não resulta aumentos significativos da resistência à compressão.

A única maneira de aumentar a resistência deste concreto é utilizar um outro tipo de

agregado graúdo (AÏTCIN, 2000; MOKHTARZADEH e FRENCH, 2000).

Portanto, atenção especial deve ser dada às propriedades do agregado

graúdo, como resistência, porosidade, módulo de elasticidade, composição

granulométrica, dimensão máxima característica, forma, textura superficial, absorção

de água e composição mineralógica, tendo em vista que afetam sobremaneira algumas

propriedades do CAD, principalmente a sua resistência (GIACCIO e ZERBINO,

1996). Este assunto será abordado com maior profundidade no Capítulo 3.

Outros fatores determinantes na resistência à compressão dos concretos são a

incorporação de sílica ativa, a adição de superplastificantes, as condições de cura e

alguns parâmetros de ensaio, principalmente quando se trata de CAD.

Atualmente é consenso no meio científico que a incorporação de sílica ativa

contribui significativamente para o desenvolvimento da resistência do concreto, seja

pelo seu efeito pozolânico, seja pelo seu efeito físico, melhorando a resistência da zona

de transição entre o agregado e a pasta matriz (DAL MOLIN, 1995).

AÏTCIN e NEVILLE (1995) comentam que para produzir concretos com

resistências acima de 90 MPa, é essencial o uso de sílica ativa. Os melhores resultados de

resistência são obtidos com teores de 8 a 10% de sílica ativa (AÏTCIN, 2000). De acordo

com os experimentos de DAL MOLIN (1995), este aumento pode variar de 7 a 16% em


44

concretos contendo 10% de sílica, em comparação aos concretos sem adição. Contudo, o

ganho de resistência após os 28 dias é geralmente menor que dos concretos sem sílica

ativa e com mesma relação a/c.

Referentemente aos aditivos, alguns pesquisadores relatam que a adição de

superplastificante no concreto permite a redução do conteúdo de água entre 20 e 35%,

com conseqüente diminuição da relação água/cimento, refletindo em elevações da

resistência à compressão dos concretos da ordem de 50 a 75% para a idade de 1 dia e

de cerca de 45% aos 28 dias (ALMEIDA, 1990; DAL MOLIN, 1995).

O tipo, o momento de início e a duração das condições de cura afetam

significativamente a resistência dos concretos com ou sem sílica ativa. DAL MOLIN

(1995) cita diversos trabalhos comprovando o efeito negativo da cura ambiente na

resistência dos concretos com e sem adição, apontando como mais afetados aqueles

com relações água/cimento mais altas. Na maioria dos casos, os concretos submetidos

à cura úmida apresentaram as maiores resistências; sendo, portanto, o método de cura

mais indicado para CAD. O início da cura deverá ser imediato, após a desforma ou

após o desempeno no caso de lajes. Quanto à duração da cura úmida, KHAYAT e

AÏTCIN (1993) recomendam um período de 7 dias consecutivos como suficientes para

que os concretos com sílica ativa desenvolvam a resistência e durabilidade esperadas.

Dentre os parâmetros de ensaio que têm influência nos resultados de

resistência à compressão do concreto, os principais são: o tamanho e formato dos

corpos-de-prova, o tipo de capeamento e o procedimento de cura.

O valor de resistência à compressão é obtido em ensaios de ruptura de

corpos-de-prova de concreto para cada idade pré-estabelecida. Este valor é

influenciado diretamente pelo tamanho e formato dos corpos-de-prova. As dimensões

padrão mais utilizadas nas normas internacionais são o cubo de 15x15x15cm e o

cilindro de 15x30cm (ALMEIDA, 1990). O primeiro é mais utilizado na Europa e o

segundo é adotado no Brasil e nos Estados Unidos (MEHTA e MONTEIRO, 1994).


45

Contudo, para ensaios em CAD, normalmente utilizam-se corpos-de-prova de

dimensões reduzidas (cilindros de 10x20cm), em função da capacidade limite da maioria

das prensas. Os valores obtidos com estes corpos-de-prova são em média 5% maiores

que os obtidos com cilindros de 15x30cm, para resistências na faixa de 72MPa a

126MPa (LESSARD14 apud AÏTCIN, 2000). AÏTCIN (2000) comenta que o grau de

confiabilidade é o mesmo para ensaios com corpos-de-prova de 15x30cm ou 10x20cm,

não havendo portanto a necessidade de aumentar o número de corpos-de-prova quando

ensaiar concretos de alto desempenho com corpos-de-prova de 10x20cm.

Outro fator importante, especialmente para determinação da resistência à

compressão de CAD, é o tipo de capeamento utilizado. De acordo com o ACI 363-R92

(2001), se a resistência à compressão e o módulo de elasticidade do material de capeamento

for menor que o do corpo-de-prova de concreto, as cargas aplicadas não serão transmitidas

uniformemente para o corpo-de-prova, acarretando uma grande dispersão nos resultados.

Neste sentido, os capeamentos convencionais de enxofre, largamente

utilizados em concretos de baixa e média resistência, não são adequados para

concretos com resistências acima de 70 MPa, conforme mostra a Figura 2.13.

FIGURA 2.13 – (A) CORPO-DE-PROVA SUBMETIDO À ENSAIO DE COMRESSÃO AXIAL UTILIZANDO

CAPEAMENTO DE ENXOFRE; (B) DETALHE DA RUPTURA PREMATURA DO CAPEAMENTO DURANTE O ENSAIO.

14 LESSARD, M. How to test high-performance concrete. Master´s degree thesis (in French) –

Department of Civil Engineering, Université de Sherbrooke, Canada, 105 p.


46

Para CAD, algumas soluções viáveis são: capeamentos com compostos

de alta resistência, com espessura na faixa de 3mm (ACI 363-R92, 2001),

regularização dos topos dos corpos-de-prova com aplicação de fina camada de

pasta de cimento de menor relação a/c (DAL MOLIN, 1995), uso de almofadas de

poliuretano ou neoprene com anéis de restrição (CARRASQUILLO e

CARRASQUILLO, 1988), anel metálico preenchido com areia – “caixa de areia”

(BOULAY, 1996), sistema de capeamento confinado (MIRZA e JOHNSON, 1996)

e o método de retificação de ambas as extremidades dos corpos-de-prova muito

utilizado na engenharia de rochas.

Dentre os métodos citados, o processo de retificação traz as seguintes

vantagens: em média as resistências à compressão são mais altas e os desvios-

padrão são menores, e ainda, pode ser executado a qualquer momento antes do

ensaio, desde que os corpos-de-prova sejam colocados nas mesmas condições de

cura antes da retificação (AÏTCIN, 2000).

Quanto aos procedimentos de cura, os mais recomendados para os corpos-

de-prova de CAD são a cura úmida e a cura por imersão em água (ACI 363-R92,

2001). Os estudos comprovam que estes procedimentos de cura levam a resistências

mais altas do que as obtidas com a cura ao ar (DAL MOLIN, 1995).

Outro aspecto importante na tecnologia do concreto é a evolução da

resistência com a idade (Figura 2.14). O CAD apresenta uma taxa maior de ganho

de resistência nas primeiras idades quando comparado com concretos

convencionais, mas em idades mais avançadas a diferença não é significativa

(CARRASQUILLO et al., 1981).


47

FIGURA 2.14 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA COM A IDADE PARA CONCRETOS DE DIFERENTES

RESISTÊNCIAS (CARRASQUILLO et al., 1981).

Segundo o ACI 363-R92 (2001), a justificativa para este comportamento é o

aumento da temperatura interna do concreto devido a um maior calor de hidratação, em

razão do alto consumo de cimento no CAD. Outros pesquisadores acrescentam ainda que

este fenômeno está associado à maior proximidade entre as partículas (que favorece a

velocidade de hidratação do cimento) e à diminuição da porosidade e do tamanho dos

poros, decorrentes da baixa relação água/cimento no CAD (ALMEIDA, 1990). Já

GJORV (1994) comenta que a baixa taxa de ganho de resistência após os 28 dias em

CAD com sílica ativa é devida à falta de água para hidratação adicional.

Entretanto, o ganho total de resistência nos concretos de alto desempenho é

na verdade muito maior que no caso dos concretos convencionais (ACI 363-R92,

2001), conforme exemplificado na tabela 2.3.

TABELA 2.3 – GANHO TOTAL DE RESISTÊNCIA PARA CONCRETO CONVENCIONAL E CAD

CCV(1) CAD PARÂMETROS AVALIADOS

7 dias 90 dias 7 dias 90 dias

Resistência média de compressão - fcjm (MPa) 17,2 29,0 50,3 69,0

Taxa de ganho de resistência entre 7 e 90 dias (%) 68 37

Ganho total de resistência entre 7 e 90 dias (MPa) 11,8 18,7

FONTE: Dados extraídos do ACI 363-R92 (2001). NOTA: (1) CCV – concreto convencional vibrado.


48

Algumas normas internacionais propõem equações empíricas para previsão

da evolução da resistência à compressão com o tempo. Três delas, ajustadas para

concretos com cimentos de alta resistência inicial, submetidos à cura úmida, são

apresentadas a seguir:

- O ACI 209R-92 (2001), recomenda a equação:

fcm (t) = [t /(2,3+0,92.t)]. fc28 (MPa)

onde, fcm (t) = resistência média à compressão aos t dias.

fc28 = resistência média à compressão aos 28 dias.

- O Código MC90 do CEB-FIP (1991), recomenda a equação:

fcm (t) = exp {0,20 . [1 – (28/t)0,5 ]} . fc28 (MPa)

- As normas francesas BAEL e BPEL (apud DAL MOLIN, 1995):

fcm (t) = [ t / ( 1,40 + 0,95 . t )] . fc28 (MPa)

- DAL MOLIN (1995) apresenta a seguinte equação, válida até 91 dias:

fc = (70,07 + 0,64.cur + 0,82. ms) . [ (0,18.t0,2601) / (0,18.t0,2601 + a/c)]1,12 (MPa) onde, fc = resistência à compressão (MPa)

cur = tipo de cura (0 = cura ambiente ou 10 = cura úmida) a/c = relação água/aglomerante ms = percentual de sílica ativa t = idade do concreto (dias)

2.7.2 Resistência à Tração por Compressão Diametral

A resistência à tração, assim como a resistência à compressão, é uma

propriedade importante para o cálculo de estruturas de concreto simples e armado. A

resistência à tração serve como um dos parâmetros necessários à verificação da

aderência entre o concreto e a armadura, para o estabelecimento de critérios nos


49

estados limites de utilização de estruturas em concreto armado e nos estados limites

últimos no caso de dimensionamento de concretos simples, para estimativa da carga

que inicia a formação de fissuras no concreto, e conseqüentemente para a previsão de

sua durabilidade. Embora possa ser estimada a partir da resistência a compressão, é

preferível que seja determinada experimentalmente.

O valor da resistência à tração pode ser determinado através de três ensaios:

resistência à tração direta, tração na flexão e tração por compressão diametral. No

presente trabalho será abordado apenas o último.

A escolha deste ensaio está relacionada com as vantagens que ele apresenta:

maior facilidade de ser executado, permite o uso do mesmo tipo de corpo-de-prova do

ensaio de compressão, emprega menor quantidade de concreto e apresenta resultados

mais uniformes do que os obtidos com ensaio de tração direta (NEVILLE, 1997).

O ensaio de resistência à compressão diametral (NBR 7222, 1994),

conhecido internacionalmente como “Brazilian Test”, foi desenvolvido pelo

pesquisador brasileiro Lobo Carneiro.

O ensaio consiste em submeter um corpo-de-prova cilíndrico de concreto a uma

carga de compressão ao longo de duas linhas axiais, diametralmente opostas. A tensão de

compressão produz uma tensão de tração uniforme normal ao plano de carregamento. O

valor da resistência à tração é calculado pela fórmula T = 2.P /π. l.d, onde T é a resistência

de tração, P a carga de ruptura, l o comprimento e d o diâmetro do corpo-de-prova.

Os resultados de resistência à tração por compressão diametral também são

influenciados pelos parâmetros de ensaio, tipo de cura, características do agregado graúdo,

e pela incorporação de superplastificante e sílica ativa (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

A resistência à tração atinge seu valor máximo por volta dos 14 dias de idade,

segundo DE LARRARD e MALIER (1992), ao contrário da resistência à compressão,

que pode aumentar ainda 10 a 20% de seu valor após os 14 dias.

Embora a resistência à tração por compressão diametral aumente para

concretos de alto desempenho, a razão entre a resistência à tração e a resistência à


50

compressão é apenas da ordem de 5% nos CAD, enquanto nos concretos de resistência

normal este valor é de aproximadamente 10% (ZHOU et al., 1995).

Na falta de determinação experimental, a previsão da resistência à tração por

compressão diametral pode ser feita segundo as equações propostas na literatura:

- O ACI 363R-92 (2001) sugere, para 21MPa < fc < 83MPa:

fct,sp = 0,59. fc1/2 (MPa)

- O Código MC90 do CEB-FIP (1991), sugere a seguinte equação:

fct,sp = 0,33. fc2/3 (MPa)

- A norma norueguesa NS 3473E (1992), sugere, para 20MPa < fc < 94MPa,

indicando um valor nominal máximo para resistência à tração de 4MPa:

fct,sp = 0,36. fc0,6 (MPa)

- DAL MOLIN (1995) sugere, para 20MPa < fc < 90MPa:

fct,sp = 0,38. fc0,63 (MPa)

- ZAIN et al. (2002) propõem uma equação baseada no ACI 363R-92 (2001)

que abrange qualquer concreto, em qualquer idade t:

fct,sp (t) = 0,59. fc(t)1/2.(t/28) 0,04 (MPa)

- A norma brasileira NBR 6118 (1978), recomenda para fck > 18 MPa:

fct,sp = 0,066. fck + 0,77 (MPa)

- O Projeto de Revisão da NBR 6118 (2000) adota uma equação idêntica a

proposta pelo Código Modelo do CEB-FIP (1991).


51

GOMES et al. (1996) investigaram a aplicação de 17 equações propostas na

literatura em concretos produzidos com 7 tipos de agregados graúdos empregados no Rio

de Janeiro e São Paulo (Figura 2.15). De acordo com os autores, as equações que levam à

melhor estimativa da resistência à tração por compressão diametral, são as seguintes:

- TACHIBANA et al. : fct,sp = 0,62. fc1/2 (MPa)

- GOMES : fct,sp = 0,84. fc0,445 (MPa)

FIGURA 2.15 – RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL EM FUNÇÃO DA

RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO POR DIFERENTES EQUAÇÕES (GOMES et al., 1996).

GOMES et al. (1996) observaram, ainda, que as equações propostas na

literatura nem sempre fornecem valores adequados para os CAD, pois não levam em

conta a parcela de influência dos agregados graúdos e da ligação agregado-pasta nas

propriedades destes concretos.

Para ilustrar tal fato, AÏTCIN (2000) explica que no ensaio de tração por

compressão diametral de CAD, a ruptura ocorre, freqüentemente, no limite de

resistência ao esmagamento do agregado graúdo.


52

2.7.3 Módulo de Elasticidade

As deformações dos elementos estruturais que compõem as estruturas de

concreto têm importância tão relevante quanto sua resistência aos esforços mecânicos.

O módulo de elasticidade é obtido através da relação entre a tensão aplicada e a

deformação resultante no ensaio de corpos-de-prova sob compressão axial. Este

parâmetro resulta na inclinação da curva tensão x deformação do concreto. O módulo de

elasticidade secante (Ecs) é obtido através da inclinação da reta que liga a origem ao

ponto da curva que corresponde a 40% da tensão de ruptura. Sua determinação é feita

de acordo com a NBR 8522 (1984).

A realização deste ensaio apresenta um grau de dificuldade significativo se

comparado com o ensaio simples e direto de resistência à compressão. Por este motivo, o

valor do módulo de elasticidade, usado nos cálculos para projetos usuais de estruturas de

concreto convencional, é normalmente estimado a partir de equações empíricas que

correlacionam o módulo de elasticidade e a resistência à compressão do concreto (NBR 6118,

1978). Entretanto, estas correlações são aproximadamente válidas apenas para concretos com

resistências menores que 40MPa. Se aplicadas no CAD, estas equações podem levar a

resultados razoavelmente diferentes dos reais (DAL MOLIN e MONTEIRO, 1996).

Isto porque, primeiramente, os valores para o módulo de elasticidade dos CAD

embora superiores aos dos concretos convencionais, não crescem na mesma proporção

que os da resistência à compressão (GOMES et al., 1996). Além disto, tem sido verificado

que nem sempre os concretos de maior resistência são os que apresentam maior módulo

de elasticidade (KHAYAT e AÏTCIN, 1993). E por fim, vários trabalhos têm mostrado

que as características dos agregados graúdos influenciam significativamente o módulo de

elasticidade do CAD, conforme será visto no Capítulo 3.

O ACI 363R-92 (2001), citando diversos trabalhos publicados, relata que os

valores de módulo de elasticidade para CAD estariam na faixa de 31 a 45 GPa,

dependendo do método de ensaio utilizado. Contudo, os valores de Ecs podem chegar até

50 a 55 GPa (ALMEIDA, 1996b; GIACCIO e ZERBINO, 1996; SILVA, 2000).


53

A bibliografia existente, na falta de ensaios para determinação do módulo de

elasticidade secante (Ecs), fornece estimativas do valor do módulo de elasticidade

secante através das equações apresentadas a seguir:

- O ACI 363R-92 (2001) sugere, para 21MPa < fc < 83MPa:

Ecs = 3320 . fc1/2 .+ 6900 (MPa)

- IRAVANI (1996), sugere, para 55MPa < fc < 125MPa:

Ecs = 4700 . Cca . fc1/2 (MPa)

onde, Cca = coeficiente empírico para os agregados graúdos quartzito – 0,97; calcário e dolomito - 0,92; diabásio – 0,90; granito - 0,82; entre outros.

- O ACI 318-99 (2001), sugere para fc < 80 MPa:

Ecs = 4730 . fc1/2 (MPa)

- O Código MC90 do CEB-FIP (1991), sugere para fc < 80 MPa:

Ecs = 8500 . ( fc.+ 8)1/3 (MPa)

- A norma norueguesa NS 3473E (1992), sugere, para 20MPa < fc < 94MPa:

Ecs = 9500 . fc.0,3 (MPa)

- A norma brasileira NBR 6118 (1978), que ainda não foi ajustada para

abranger concretos de alta resistência, recomenda para fck > 18 MPa:

Ecs = 5940 .( fck. + 3,5)1/2 (MPa)

- O Projeto de Revisão da NBR 6118 (2000) sugere, para fck < 50 MPa:

Ecs = 4760 . fck1/2 (MPa)

- CALIXTO et al. (1996) sugerem, para 10MPa < fc < 81 MPa:

Ecs = 5445 + 3691 . fc1/2 (MPa)


54

- DAL MOLIN (1995) sugere, para 20MPa < fc < 90MPa:

Ecs = 9750 . fc0,31 (MPa)

Uma análise sobre a aplicabilidade de 12 equações propostas na literatura em

concretos produzidos com 7 tipos de agregados graúdos empregados no Rio de Janeiro

e São Paulo foi realizada por GOMES et al. (1996), conforme a Figura 2.16.

FIGURA 2.16 – MÓDULO DE ELASTICIDADE SECANTE EM FUNÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO

POR DIFERENTES EQUAÇÕES (GOMES et al., 1996).

De acordo com os autores, as equações que levam à melhor estimativa do

módulo de elasticidade secante (Ecs), são as seguintes:

- GOMES: Ecs = 8142 . fck.0,37 (MPa)

- EUROCODE2-92: Ecs = 9500 . fck.0,33 (MPa)


55

Os autores concluíram ainda que a equação da norma brasileira NBR 6118

(1978), substancialmente, superestima o valor do Ecs, para concretos com resistências

mais elevadas. Este resultado está de acordo com o obtido por CALIXTO et al. (1996).

Esta tendência é confirmada também por IRAVANI (1996), o qual relata que

a equação do comitê do ACI 318 superestima o módulo de elasticidade dos concretos

com resistências acima de 50MPa, bem como o ACI 363R-92 (2001) alerta que os

desvios dos valores estimados a partir de equações empíricas são altamente

dependentes das propriedades e proporções dos agregados graúdos.

2.8 MÉTODOS DE DOSAGEM PARA CAD

O objetivo de qualquer método de dosagem é determinar uma proporção

adequada e econômica dos materiais constituintes do concreto, com o propósito de

produzir, ao menor custo possível, um concreto com desempenho que atenda a certos

requisitos previamente estabelecidos, tais como resistência, durabilidade e consistência

adequadas. Para muitos a dosagem é mais uma arte que uma ciência, entretanto, é

indiscutível que alguns princípios científicos básicos podem ser usados para o

proporcionamento dos materiais do concreto (AÏTCIN, 2000).

Ao longo das últimas décadas, diversos métodos têm sido propostos para

dosagem de concretos de alto desempenho, muitos com abordagens diferentes e, em

alguns casos, até versões computacionais dos mesmos encontram-se disponíveis

comercialmente (ADDIS E ALEXANDER, 1990; DE LARRARD, 1990; MEHTA E

AÏTCIN, 1990; ACI 363-R92, 2001; DOMONE E SOUTSOS, 1994; DE LARRARD

E SEDRAN, 1994; AGNESINI E SILVA, 1996; NAWY, 1996; DAY, 1996; GANJU,

1996; DE LARRARD E SEDRAN, 1996; GUTIÉRREZ E CÁNOVAS, 1996; ISAIA,

1996; POPOVICS E POPOVICS, 1996; TORALLES CARBONARI, 1996; DEHUAI,

ZHAOYUAN E WEIZU, 1997; O’REILLY DÍAZ, 1998; AÏTCIN, 2000;

BHARATKUMAR et al., 2001; CREMONINI et al., 2001).


56

Este crescente interesse pelo desenvolvimento de novos métodos de dosagem

deve-se ao fato de que o concreto de alto desempenho, por normalmente incorporar adições

e aditivos, apresenta uma estrutura interna complexa, o que dificulta a utilização e a

extrapolação dos métodos tradicionais de dosagem, principalmente, devido aos seguintes

aspectos: compatibilidade entre cimento-aditivo, teor ideal de adição, baixa relação

água/aglomerante, e eficiência do aditivo tanto em relação à seqüência de colocação como

na perda das propriedades com o tempo (TORALLES CARBONARI, 1998).

Porém, ainda assim, em muitos casos o concreto de alto desempenho vem

sendo produzido utilizando-se os métodos de dosagem para concretos convencionais.

Embora atualmente já existam métodos de dosagem apropriados para CAD, os

materiais e suas correspondentes proporções ainda são muitas vezes selecionados

empiricamente através de extensos testes de laboratório.

No que se refere à realidade brasileira, existe uma gama enorme de materiais

disponíveis, que variam de uma região para outra, tornando impossível padronizar-se

os métodos de dosagem em função dos materiais. Desta forma, há a necessidade de

adequar-se os métodos de dosagem existentes para os diversos materiais comumente

empregados na produção de concreto no país.

Neste sentido, ALVES (2000) desenvolveu na Universidade Federal do Rio

Grande do Sul - UFRGS, um estudo comparativo sobre métodos de dosagem para

produção de CAD. Neste interessante trabalho, a autora descreve sucintamente os

fundamentos básicos, os requisitos de projeto, as etapas de dosagem e as vantagens e

desvantagens de nove métodos de dosagem encontrados na literatura, sendo que dois

deles são comumente utilizados para concreto convencional e os demais são

específicos para CAD.

Para o desenvolvimento da parte experimental foram selecionados apenas

quatro métodos - IPT/EPUSP (1992), MEHTA E AÏTCIN (1990b), TORALLES

CARBONARI (1996) e AÏTCIN (1998) – de acordo com os princípios fundamentais,

critérios de praticidade e limitações técnicas de cada método.


57

Os resultados do comportamento dos diferentes métodos de dosagem estão

relacionados de acordo com o consumo de cimento por m³ e com o custo do m³ do

concreto por faixas de resistência à compressão (figuras 2.17 e 2.18).

No que diz respeito ao consumo de cimento por m³ de concreto, o Método

Aïtcin é o que apresenta os menores consumos, seguido pelo Método Mehta/Aïtcin.

FIGURA 2.17 – CONSUMO DE CIMENTO POR M³ DE CONCRETO (ALVES, 2000)

FIGURA 2.18 - CUSTO DO M³ DE CONCRETO (ALVES, 2000)

300

400

500

600

700

800

900

1000

50 55 60 65 70 75 80 85 90

fc (MPa)

cons

umo

de c

imen

to (k

g/m

³)

IPT Toralles Carbonari Mehta & Aitcin Aitcin

100

150

200

250

300

350

50 55 60 65 70 75 80 85 90

fc (MPa)

cust

o (R

$/m

³)

IPT Toralles Carbonari Mehta & Aitcin Aitcin


58

Embora o Método Aïtcin tenha apresentado os menores consumos de

cimento por m³ de concreto, a figura 2.17 mostra que ele nem sempre representa a

maior economia. Na faixa de resistência que vai de 65 MPa a 75 MPa, o Método

Mehta/Aïtcin apresenta-se como o mais econômico. Entretanto, a partir de 80 MPa, o

trabalho indica que o Método Aïtcin passa a ser novamente o de menor custo.

De acordo com ALVES (2000), existem diferenças significativas entre

produzir-se CAD por métodos de dosagem específicos e por métodos de dosagem para

concreto convencional. Do ponto de vista técnico e econômico, os métodos específicos

para CAD apresentam consumo de cimento por m³ significativamente menor. Do ponto

de vista prático, alguns métodos analisados são bem mais simplificados do que outros,

exigindo poucos ensaios preliminares e partindo de pré-supostos. Cabe ao produtor do

concreto escolher o método que melhor se adequar às condições técnicas disponíveis.

Quanto ao método de dosagem mais apropriado para CAD, em função do

dos resultados apresentados por ALVES (2000), ambos os métodos Mehta/Aïtcin e

AÏTCIN apresentaram desempenhos satisfatórios.


59

3. INFLUÊNCIA DOS AGREGADOS GRAÚDOS NO CAD

3.1 INTRODUÇÃO

Os agregados graúdos podem chegar a ocupar 60 a 70% do volume de

concreto e portanto pode-se esperar que exerçam influência significativa sobre as suas

propriedades e, notadamente, tem um papel muito mais importante nas propriedades

mecânicas do CAD que nos concretos convencionais.

MEHTA e MONTEIRO (1994) relatam que o agregado graúdo é

predominantemente responsável pela massa unitária, módulo de elasticidade e

estabilidade dimensional do concreto. No entanto, sua influência na resistência à

compressão é muito pequena quando utilizado para produção de concretos

convencionais (fck < 50MPa). Nestes casos, os componentes mais fracos no concreto

são a pasta de cimento endurecida e a zona de transição entre a pasta e o agregado.

Por outro lado, à medida que se aumenta a resistência à compressão desejada

(fck > 50 MPa), a situação inverte-se: a resistência da pasta de cimento endurecida e

da zona de transição é melhorada significativamente, não sendo mais limitadoras da

resistência do concreto. Conseqüentemente, o agregado graúdo torna-se o “elo mais

fraco” da estrutura e a resistência final do concreto passa a ser controlada pela

mineralogia e resistência do próprio agregado (AÏTCIN e MEHTA, 1990; GIACCIO

et al., 1992; ALMEIDA, 1994; GOMES, SHEHATA e ALMEIDA, 1995; AÏTCIN e

NEVILLE, 1995; GIACCIO e ZERBINO, 1996; DE LARRARD e BELLOC, 1997;

PAZ e PRUDÊNCIO JUNIOR, 1998; AÏTCIN, 2000; e outros).

Isto pode ser constatado examinando-se, a olho nu, a superfície de ruptura de

corpos-de-prova executados com concreto convencional vibrado (CCV) e concreto de

alto desempenho (CAD) (Figura 3.1).


60

FIGURA 3.1 – (A) NO CCV, A RUPTURA OCORRE NA PASTA E NA INTERFACE PASTA-AGREGADO; (B) NO CAD, ALGUMAS FISSURAS PROPAGAM-SE ATRAVÉS DAS PARTÍCULAS DO AGREGADO GRAÚDO.

Observa-se que, no primeiro caso, a ruptura se desenvolve tanto pela pasta de

cimento endurecida como ao longo da interface entre a pasta e o agregado graúdo (zona de

transição), uma vez que esses dois componentes constituem o elo mais fraco do concreto

convencional. Entretanto, no corpo-de-prova de CAD, as fissuras se propagam através das

partículas do agregado, indicando que o limite de resistência do agregado foi atingido.

Por esta razão, agregados britados provenientes de rochas duras e densas, tais

como o calcário, a dolomita e de rochas ígneas do tipo plutônico (granito, diabásio,

diorito, gabro e sienito), têm sido recomendados e empregados com sucesso na

produção de concretos de alto desempenho (AÏTCIN, 2000).

A seguir, será discutida a influência das principais características dos

agregados graúdos nas propriedades do concreto de alto desempenho.

3.2 A INFLUÊNCIA DO TIPO DE AGREGADO

Diversos pesquisadores, ao longo dos anos, têm relatado que a resistência à

compressão e o módulo de elasticidade do CAD são fortemente influenciados pelas

características mineralógicas dos diferentes tipos de agregados graúdos utilizados.

(b) (a)


61

AÏTCIN, SARKAR e YAYA (1987), usando três agregados diferentes –

calcário calcítico, calcário dolomítico e um pedregulho quartzítico contendo xisto -

em concretos com materiais e propriedades idênticas (a/c = 0,24), observaram que a

aderência entre a pasta de cimento e agregado (resistência da zona de transição) era

maior nos concretos produzidos com calcário.

AÏTCIN e MEHTA (1990), usando quatro tipos diferentes de agregados

(calcário, diabásio, granito e seixo) em concretos de alto desempenho com relação a/c

0,275, dosados com os mesmos materiais e proporções, observaram que o calcário e o

diabásio produziam concretos com maiores resistências e módulos de elasticidade do

que aqueles usando granito e seixo. Através da análise das curvas de histerese dos

concretos, apresentadas na figura 2.2, os autores observaram que os agregados de

calcário e diabásio, além de serem mais resistentes, apresentavam uma forte aderência

entre o agregado e a pasta.

SWAMY e BOUIKNI (1990) relataram uma forte ligação resultante de uma

reação química entre agregados de rochas carbonáticas e a pasta de cimento. Esta

possível aderência química foi constatada também por NEVILLE (1997a) utilizando

agregados como o calcário e o dolomito.

A explicação para estes casos, de acordo com MONTEIRO e MEHTA

(1986), é uma possível interação química entre a calcita presente no calcário e o

hidróxido de cálcio na pasta de cimento hidratado, contribuindo no aumento da

resistência da zona de transição dos concretos com calcário.

BAALBAKI et al. (1991) realizaram um estudo sobre as propriedades

elásticas dos materiais, utilizando três tipos de agregados: calcário, quartzito e arenito.

Foram determinadas à idade de 91 dias, conforme tabela 3.1, a resistência à

compressão e o módulo de elasticidade das rochas, das argamassas e dos concretos

produzidos com agregados britados das mesmas.


62

TABELA 3.1 – PROPRIEDADES MECÂNICAS DAS ROCHAS, ARGAMASSAS E CONCRETOS AOS 91 DIAS

QUARTZITO CALCÁRIO ARENITO PROPRIEDADES

Rocha* Argamassa* Concreto Rocha* Argamassa* Concreto Rocha* Argamassa* Concreto Resistência à Compressão (MPa)

87 108 99 115 106 106 147 - 107

Módulo de Elasticidade (GPa)

42 38 45 49 36 44 40 - 31

FONTE: BAALBAKI, W. et al. Influence of coarse aggregate on elastic properties of high-performance concrete. ACI Materials Journal, v. 88, n. 5, p. 499-503., set./out. 1991. (*) ensaios realizados com cilindros de 52 x 104 mm.

De acordo com os resultados, os autores concluíram que a resistência à

compressão axial nos concretos de alto desempenho é controlada pelo componente

menos resistente do concreto. Além disso, devido à forte aderência entre o agregado e

a pasta, o CAD tende a se comportar como um verdadeiro material compósito de duas

fases: a argamassa endurecida e o agregado graúdo. Desta maneira, as propriedades

elásticas do agregado graúdo passam a exercer grande influência no módulo de

elasticidade do CAD, conforme constatado pela análise das curvas de histerese dos

concretos e das rochas-mãe, que se mostraram similares.

Apesar deste fato, BAALBAKI et. al. (1992) concluíram que não é possível

prever com exatidão o módulo de elasticidade de concretos de alto desempenho a

partir da resistência à compressão ou dos módulos de elasticidade da argamassa e da

rocha-mãe dos agregados graúdos, sendo ainda a melhor maneira de determinação a

medição direta do módulo de elasticidade do concreto. Embora, as equações propostas

pelo ACI 363R-92 (2001), CEB-FIP (1991) e NS 3473 E (1992) para previsão do Ec

em função de fc , forneçam estimativas com erros menores que 20% nos ensaios

realizados com idades de controle 28 e 91 dias.

Em estudo realizado por GIACCIO et. al. (1992) foram produzidos concretos

com basalto, granito e calcário, com graduações similares e Dmáx de 19mm, cimento

ARI, areia de rio com módulo de finura 2.60, 2,5% de superplastificante à base de

naftaleno e relação a/c igual a 0,30. Os resultados são apresentados na tabela 3.2.


63

TABELA 3.2 – PROPRIEDADES DAS ROCHAS, ARGAMASSAS E CONCRETOS À IDADE DE 28 DIAS BASALTO GRANITO CALCÁRIO

PROPRIEDADES ARGAMASSA* Rocha Concreto Rocha Concreto Rocha Concreto

Resistência à Compressão (MPa):

Cilindros 100 x 200 mm 94,4 160,0 91,9 114,0 80,0 70,0 61,9

Cilindros 150 x 300 mm 91,3 - 87,0 - 77,5 - 58,2

Módulo de Elasticidade (GPa):

Cilindros 100 x 200 mm 42,0 90,0 55,4 52,0 42,4 85,0 46,1

Cilindros 150 x 300 mm 37,8 - 46,5 - 38,5 - 39,0

FONTE: GIACCIO, G. et al. High-strength concretes incorporating different coarse aggregates. ACI Materials Journal, v. 89, n. 3, p. 242-246., mai./jun. 1992. (*) valor médio da argamassa, obtido de cada concreto.

Nesta pesquisa, verificou-se que a rocha basáltica utilizada apresentou os

maiores valores de módulo de elasticidade e resistência à compressão. O mesmo

verificou-se nos concretos produzidos com este agregado. Em contra partida, o concreto

produzido com agregado calcáreo apresentou a mais baixa resistência à compressão (61,9

MPa) e maior parte das fissuras passando através dos agregados graúdos. Verificou-se que

as partículas dos agregados basalto e granito apresentavam-se homogêneas, enquanto as

partículas de calcário apresentaram diferenças na cor, tamanho dos grãos e na textura

superficial, o que implica em uma maior heterogeneidade nas suas propriedades. A

argamassa extraída dos concretos apresentou alto nível de resistência, excedendo 90 MPa,

valor este considerado limite de resistência para CAD sem incorporação de adições

minerais (GIACCIO et. al., 1992). Os concretos produzidos com basalto quase atingiram

o limite estabelecido pela resistência da argamassa, mostrando evidência do alto

desempenho dos concretos produzidos com este agregado. Além disso, observaram que a

resistência da ligação pasta-agregado torna-se mais importante na resistência à flexão do

que na resistência à compressão. Os estudos verificaram também que a influência das

características dos agregados na resistência do concreto aumenta nos concretos de alto

desempenho. Sendo a resistência da matriz próxima da resistência da rocha, a

probabilidade de desenvolvimento de fissuras através dos agregados aumenta, e os

mecanismos de fissuração são diferentes se comparados com o concreto convencional.


64

ALEXANDER (1996) investigou a influência de 23 tipos de agregados graúdos

nas propriedades do concreto endurecido. Os resultados confirmaram as evidências que

os agregados exercem uma profunda e importante influência nas propriedades elásticas do

concreto. Houve uma grande variação no comportamento elástico do concreto, com

agregados exercendo uma forte influência sobre o módulo de elasticidade Ec. Por

exemplo, para concretos com traços similares para fc = 40 MPa, o Ec pode variar em até

100%, dependendo exclusivamente do tipo de agregado graúdo.

NEVILLE (1997b) explica que a relação entre o módulo de elasticidade do

concreto e sua resistência à compressão é bem conhecida no caso de concretos

convencionais, mas não há consenso sobre a forma precisa desta relação no CAD. Não

existe uma expressão única para esta relação porque o módulo de elasticidade do

concreto é afetado tanto pelo módulo de elasticidade do agregado quanto pelo volume

de agregado no concreto. Além disso, as diferenças entre os módulos de elasticidade

do agregado e da pasta de cimento endurecida influenciam a tensão de aderência entre

os dois materiais e afetam a forma da curva tensão-deformação do concreto.

BAALBAKI et al. (1991) constataram que o concreto produzido com

quartzito apresenta módulo de elasticidade elevado, pois este agregado apresenta uma

dureza relativamente alta que melhora a rigidez do concreto; entretanto, causa também

uma concentração de tensões na interface pasta-agregado quando submetido a tensões

elevadas, resultando em baixa resistência à compressão.

Da mesma forma, CETIN e CARRASQUILLO (1998) relataram que

agregados com módulo de elasticidade muito mais elevado que a pasta matriz

provocam concentrações de tensões responsáveis pelo aparecimento de microfissuras

na zona de transição, reduzindo a resistência à compressão dos concretos.

Nos casos em que os módulos de elasticidade do agregado e da pasta

aproximam-se um do outro, a concentração de tensões na interface pasta-agregado é

reduzida e o concreto resultante apresenta uma relação tensão-deformação mais linear,

podendo exibir um aumento de fragilidade (NEVILLE, 1997b).


65

Outros pesquisadores têm buscado correlações entre as propriedades dos

agregados e os seus efeitos na resistência mecânica do concreto, como forma de

avaliação dos agregados para uso em CAD.

CHANG e SU (1996) descobriram que há uma correlação entre a resistência

à compressão do agregado graúdo e sua sanidade (perda de peso devida à exposição a

ciclos de gelo-degelo) obtida pelo ensaio ASTM C-88. Os autores investigaram quatro

tipos diferentes de agregados com valores significativamente diferentes de sanidade e

concluíram que quanto maior a perda de peso do agregado no ensaio de sanidade,

menor é a sua resistência à compressão. Usando os agregados nas dosagens de CAD,

os autores ainda encontraram correlações entre as resistências médias dos agregados e

a resistência à compressão dos concretos, na faixa de 35 a 75MPa. O método consiste

em realizar testes de compressão com uma amostra de pelo menos 70 partículas de

agregado e estimar a resistência à compressão do agregado a partir da resistência

média das partículas ensaiadas. A equação para estimativa da resistência do agregado é

mostrada na Figura 3.2, onde σ22 é a resistência média à compressão do agregado, V é

o volume individual das partículas de agregado antes do teste, determinadas pelo

princípio de Arquimedes, e P é a carga máxima de compressão que causa a ruptura do

agregado. O valor final da resistência do agregado será a resistência média da amostra.

Segundo os autores, este parâmetro serve como critério de seleção e controle de

qualidade do agregado para uso em CAD.

FIGURA 3.2 – ESTIMATIVA DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO DA PARTÍCULA DE AGREGADO: (A)

FORMA IRREGULAR; (B) FORMA PRISMÁTICA; (C) FORMA CILÍNDRICA (CHANG E SU, 1996)

h

P

P

P

P

h h

P

P

a b

r

σ22 = Ph V

σ22 = Ph = P V ab

σ22 = Ph = P V π.r2

V = abh A = ab V = π.r2h A = π.r2

(a) Forma Irregular (b) Forma Prismática (c) Forma Cilíndrica


66

CHANG e SU (1996) investigaram ainda correlações entre a resistência à

compressão do agregado e outras cinco propriedades (massa específica, absorção,

resistência à abrasão, dureza e sanidade) e chegaram à conclusão que há uma boa

correspondência entre a sanidade e a resistência à compressão do agregado graúdo.

De LARRARD e BELLOC (1997) apresentaram um modelo de avaliação

quantitativa dos efeitos dos agregados graúdos na resistência à compressão do concreto.

O modelo enfatiza os aspectos topológicos (p. ex., forma e dimensões do volume

ocupado pelos agregados, ou pela pasta matriz) e os aspectos mecânicos (p. ex.,

aderência entre agregado-matriz e as propriedades mecânicas dos agregados). O

conceito do modelo está relacionado a um único parâmetro físico denominado

“espessura máxima da pasta” (MPT – “maximum paste thickness”), definido como a

distância média entre dois agregados graúdos adjacentes. Assim, equações são

fornecidas para calcular o MPT e seu efeito na resistência do concreto. Para matriz de

resistência normal, a resistência do concreto é igual a da matriz, multiplicada por um

coeficiente que depende da aderência entre a pasta e o agregado. No caso de matriz de

alta resistência, um efeito adicional é exercido por alguns agregados, quando a

resistência desejada do concreto aproxima-se da resistência intrínseca da rocha. Estas

equações podem ser incorporadas em softwares computacionais específicos para

dosagens e controle de qualidade de concretos convencionais e de alta resistência.

Complementando os resultados mostrados anteriormente, vários outros

autores investigaram o efeito de diferentes tipos de agregados graúdos nas

propriedades do concreto de alto desempenho. Em geral, foram apontados como

parâmetros importantes do agregado graúdo: a mineralogia, o módulo de elasticidade,

a resistência, a dimensão máxima, a granulometria, a forma, a textura superficial e a

reatividade química, visto que afetam o desempenho do concreto.


67

De acordo com as observações de CARRASQUILLO15 (apud BARATA,

1998), os agregados naturais mais favoráveis para o uso em CAD são o basalto, o

quartzo e alguns tipos de calcários de estrutura fina. Além desses, AÏTCIN (2000)

recomenda o granito, o diabásio, o diorito, o gabro e o sienito. Obviamente que estas

observações se referem ao universo de materiais analisados pelos pesquisadores, e

devem ser confirmados para cada região e mineralogia específicas.

3.3 A INFLUÊNCIA DA DIMENSÃO MÁXIMA DO AGREGADO

Quanto ao efeito da dimensão máxima característica (Dmáx) do agregado

sobre a resistência do CAD, parece existir algumas controvérsias no meio técnico e

científico. Enquanto muitos autores defendem o uso de agregados com dimensão cada

vez menor (Dmáx ≤ 12,5 mm) para produção de concretos de alto desempenho, alguns

estudos, ao contrário, têm apresentado resultados satisfatórios com a utilização de

agregados maiores com Dmáx entre 20 a 25 mm (ACI 363R-92, 2001).

Para GJORV (1994), a dimensão máxima mais adequada para CAD está

entre 10 e 14 mm. MEHTA e MONTEIRO (1994) e DAL MOLIN (1995) apontam

resultados satisfatórios com Dmáx de 19 mm. Já AÏTCIN e NEVILLE (1995) relatam a

possibilidade de utilização de agregados de Dmáx acima de 20 mm na produção de

CAD, na faixa de resistência de 60 a 100 MPa, contudo afirmam ser muito difícil

produzir concretos com resistências acima de 100 MPa usando agregados maiores do

que 25 mm. Segundo eles, apenas em casos onde a rocha-mãe é suficientemente

resistente e homogênea, agregados com Dmáx de 20 a 25 mm podem ser usados sem

afetar a resistência e a trabalhabilidade do concreto. Caso contrário, a Dmáx do

agregado não deve exceder 12mm.

Em contrapartida, DE LARRARD e BELLOC (1992) concluíram, com base

em estudos experimentais, que a utilização de agregados graúdos com Dmáx entre 20 e

15 CARRASQUILLO, 1985. Dissertação de Mestrado.


68

25 mm levam a concretos com melhor desempenho e economia se comparados com

agregados de Dmáx de 10 a 12 mm – considerados pelos próprios autores, em pesquisas

anteriores, como dimensões máximas preferíveis para produção de CAD, atestando o

avanço contínuo da pesquisa neste assunto. Estudos realizados por ALMEIDA (1990)

e PAZ e PRUDÊNCIO JUNIOR (1998) conduziram às mesmas conclusões.

Do mesmo modo, resultados obtidos pelo Grupo de Pesquisa em Concreto de

Elevado Desempenho, Materiais e Tecnologia – CEDMATE/EESC-USP (SILVA, 2000)

confirmaram a possibilidade de produção de CAD com agregados de dimensão máxima

de 25 mm e com resistência à compressão acima de 100 MPa. Resultados semelhantes

foram obtidos também com os concretos produzidos por SILVA (2000).

Contudo, as razões para utilização de agregados de menor Dmáx em CAD são:

a) durante o processo de britagem, a microestrutura dos agregados pode ser

afetada, sendo probabilisticamente mais provável remanescerem falhas ou

fissuras nos agregados de maiores dimensões (JENNINGS16 apud DAL

MOLIN, 1995; AÏTCIN e NEVILLE, 1995);

b) partículas menores do agregado graúdo são geralmente mais

resistentes do que as partículas maiores devido ao processo de

redução de tamanho que, freqüentemente, elimina os defeitos internos

do agregado, tais como poros grandes, microfissuras e inclusões de

minerais moles (MEHTA e AÏTCIN, 1990a);

c) com o aumento da dimensão máxima do agregado, a zona de transição

torna-se maior e mais heterogênea (MEHTA e AÏTCIN, 1990a), sendo

mais suscetível à fissuração quando sujeita às tensões de tração

induzidas por movimentos diferenciais entre o agregado e a pasta

(MEHTA e MONTEIRO, 1994).

16 JENNINGS, H. M. Design of high-strength cement based materials: part 2 – microstructure.

Materials Science and Technology, v. 4, n. 4, p. 285-290, April 1988a.


69

d) quanto maior o agregado e mais elevada a proporção de partículas chatas

e alongadas, maior será a tendência da água se acumular próxima à

superfície do agregado, enfraquecendo a zona de transição do concreto

(MEHTA e MONTEIRO, 1994; DAL MOLIN, 1995).

e) o aumento da superfície específica do agregado causa uma redução na

tensão média de aderência, contribuindo assim para o aumento da

resistência (ACI 363R-92, 2001).

3.4 A INFLUÊNCIA DA GRANULOMETRIA DO AGREGADO

De acordo com AÏTCIN (2000), pouca pesquisa tem sido realizada sobre a

influência da granulometria dos agregados graúdos sobre a trabalhabilidade do

concreto de alto desempenho. Portanto, as considerações feitas para o concreto

convencional devem ser estendidas para o CAD.

Em primeiro lugar, a distribuição granulométrica dos agregados afeta

diretamente a quantidade de água necessária à obtenção da relação a/c desejada e,

conseqüentemente, influencia na trabalhabilidade do concreto.

Além disso, agregados bem graduados, sem deficiências ou excessos de

qualquer fração, possibilitam o emprego de maior quantidade desse material em um

determinado volume de concreto, dando origem a uma mistura mais densa, com maior

estabilidade volumétrica e mais resistente.

Ainda, com o melhor empacotamento dos grãos, as partículas menores

preenchem os espaços existentes entre as partículas maiores, diminuindo a quantidade

de vazios na mistura. Logo, menor será o consumo de cimento para uma determinada

trabalhabilidade, reduzindo o custo do concreto (MEHTA, 1996).

Portanto, conclui-se que um controle mais rigoroso da qualidade do

agregado, com relação à granulometria, dimensão máxima e mineralogia, é

fundamental para a produção de concreto de alto desempenho. Uma vez que a


70

preocupação principal é manter a demanda de água tão baixa quanto possível, impõe-

se que apenas agregados graúdos bem graduados devem ser utilizados no CAD

(MEHTA e AÏTCIN, 1990; AÏTCIN, 2000).

3.5 A INFLUÊNCIA DA FORMA E TEXTURA SUPERFICIAL DO AGREGADO

A resistência de aderência na interface agregado-pasta matriz, ou zona de

transição, pode tornar-se um fator limitante para o desenvolvimento de concretos de

alto desempenho. Em vista disso, a forma e textura superficial do agregado passam a

ter uma influência significativa nas propriedades do concreto fresco e endurecido.

Estudos mostram que uma forma angular e uma superfície rugosa, como a

maioria das partículas britadas, proporciona concretos com maiores resistências do que

partículas arredondadas e lisas, como o seixo rolado (ACI 363R-92, 2001). A

justificativa para isto é a maior aderência mecânica desenvolvida entre a pasta matriz e

as partículas angulares e rugosas.

Segundo os estudos de GIACCIO e ZERBINO (1996), a redução na

resistência à compressão pode chegar a 15% quando se utiliza um agregado

arredondado e liso (seixo natural de rio), comparado com agregados britados.

Além disso, ALMEIDA (1990) comenta que os concretos com agregados

britados geralmente apresentam maiores módulos de elasticidade, resistência à tração

na flexão e resistência à tração direta, propriedades estas que são influenciadas pela

aderência agregado-pasta, e portanto, pela rugosidade e angulosidade das partículas.

Entretanto, dependendo da rocha de origem e do tipo de britador, o agregado

britado pode conter uma proporção considerável de partículas lamelares ou alongadas,

que afetam negativamente as propriedades do concreto.

Estas partículas são muito frágeis e facilmente quebráveis, prejudicando a

obtenção de maiores resistências no concreto. Além disso, a angulosidade acentuada

dos grãos provoca o aumento no consumo de água necessária para uma dada

trabalhabilidade. Por fim, com o aumento no tamanho e quantidade de grãos lamelares


71

e alongados, associado à exsudação interna que ocorre no concreto (Figura 3.3), há

uma maior tendência de acúmulo de água próximo à superfície do agregado,

enfraquecendo a aderência na zona de transição (MEHTA e MONTEIRO, 1994).

FIGURA 3.3 – (A) REPRESENTAÇÃO ESQUEMÁTICA DA EXSUDAÇÃO INTERNA NO CONCRETO RECÉM-

LANÇADO; (B) RUPTURA DA ADERÊNCIA POR CISALHAMENTO EM CORPO-DE-PROVA DE CONCRETO ENSAIADO À COMPRESSÃO AXIAL (MEHTA E MONTEIRO, 1994)

A determinação da forma do agregado pode ser feita com base nas normas

NBR 7809 – Índice de Forma do Agregado Graúdo pelo Método do Paquímetro

(1983) e NBR 7225 – Materiais de Pedra e Agregados Naturais (1982).

Segundo a NBR 7809 (1983), o índice de forma do agregado graúdo é dado

pela média da relação C/e de todos os grãos medidos, onde “C” é a maior dimensão

possível de ser medida, correspondendo ao comprimento do grão e “e” é a menor

distância possível entre dois planos paralelos à direção da medida “C” (Figura 3.4).

Este índice permite avaliar a qualidade de um agregado graúdo em relação à forma dos

grãos, considerando que os agregados com grãos de forma cúbica tida como forma

ótima para agregados britados, terão índice próximo de 1; os de grãos lamelares

apresentarão valores bem maiores, sendo considerado aceitável o limite de 3.


72

FIGURA 3.4 – DIMENSÕES DO GRÃO (ABCP, 1998)

Já a NBR 7225 (1982) introduz mais um parâmetro para a caracterização, no

caso denominada de largura “L”, correspondente a terceira dimensão da partícula, para

a avaliação da forma do agregado graúdo, conforme a tabela 3.1.

TABELA 3.1 – DETERMINAÇÃO DA FORMA DO AGREGADO GRAÚDO

FORMA RELAÇÃO ENTRE AS DIMENSÕES

Alongado C/L > 2 L/e ≤ 2

Cúbico C/L ≤ 2 L/e ≤ 2

Lamelar C/L > 2 L/e > 2

Quadrático C/L ≤ 2 L/e > 2

FONTE: NBR 7225 (1982) – Materiais de Pedra e Agregados Naturais.

Em síntese, o agregado ideal deve ser britado, cúbico, angular, bem

graduado, limpo, e com um mínimo de partículas lamelares ou alongadas.

3.6 A INFLUÊNCIA DA REATIVIDADE DO AGREGADO

Quando uma rocha não inerte é utilizada, a interação química existente entre

o agregado graúdo e a pasta matriz pode afetar, positivamente ou não, as

características do concreto.


73

Vários autores têm relatado a ocorrência de uma aderência química positiva

entre a pasta de cimento e agregados de rochas carbonáticas (p. ex. calcário e

dolomita) e silicosas, melhorando as características da zona de transição e as

propriedades mecânicas do concreto (MEHTA e AÏTCIN, 1990b; SWAMY e

BOUIKNI, 1990; MEHTA e MONTEIRO, 1994; NEVILLE, 1997a).

A explicação para este aumento da resistência da zona de transição dos

concretos produzidos com rochas carbonáticas, segundo MONTEIRO e MEHTA

(1986), é uma possível interação química entre a calcita presente no calcário e o

hidróxido de cálcio na pasta de cimento hidratado. Tais interações contribuem para a

resistência através da cristalização de novos produtos nos vazios da zona de transição e

conseqüente redução da concentração de hidróxido de cálcio na zona de transição

(MEHTA e MONTEIRO, 1994).

Assim, é desejável que haja de uma combinação química entre o agregado e a

pasta de cimento, além de uma interação de redes cristalinas. No entanto, essas reações

não devem ser expansivas (p. ex. reação álcali-agregado), pois estas anulariam a coesão

entre as partículas e comprometeriam as propriedades do concreto (SILVA, 2000).

No que se refere à reação álcali-agregado, para que esta se desenvolva é

necessária à ocorrência simultânea das três condições seguintes: em primeiro lugar o

agregado deve ser potencialmente reativo; em segundo lugar, o teor de álcalis na

solução intersticial do concreto deve ser suficientemente alto; e em último lugar, o

concreto deve estar úmido (AÏTCIN, 2000).

Nesse sentido, cabe salientar que ainda não está estabelecido se agregados

potencialmente reativos aos álcalis presentes no cimento podem ser usados em

concretos de alto desempenho (AÏTCIN, 2000). Embora, segundo PAULON (1996), a

expansão causada pela reação entre o álcalis do cimento e certos tipos de agregados

pode ser evitada com a utilização de sílica ativa, desde que em proporção adequada

conforme o grau de reatividade existente.


74

4. PROGRAMA EXPERIMENTAL

Com vistas à obtenção de parâmetros que caracterizassem os concretos de

alto desempenho produzidos com diferentes tipos de agregados graúdos, possibilitando

dessa maneira a comparação entre eles, procedeu-se à realização dos seguintes ensaios

mecânicos:

resistência à compressão (fc)

resistência à tração por compressão diametral (ft,sp)

módulo de elasticidade (Ec)

O programa experimental consistiu basicamente das seguintes etapas:

levantamento, através de pesquisa de mercado, dos materiais disponíveis

comercialmente na Região Metropolitana de Curitiba, comumente

empregados na fabricação de concretos.

seleção de três agregados graúdos de diferentes mineralogias provenientes

dos maiores fornecedores de agregados às concreteiras da região.

caracterização dos materiais selecionados através de ensaios específicos.

estudos de dosagem, com vistas à utilização e adaptação do método de

dosagem proposto por AÏTCIN (2000) à realidade dos materiais locais.

seleção dos traços que atenderam aos parâmetros pré-estabelecidos para os

concretos com relações água/aglomerante definidas – mesmo abatimento,

consumo de agregado graúdo e de material aglomerante semelhantes.

realização dos ensaios mecânicos para avaliação das propriedades

mecânicas dos concretos selecionados.


75

O desenvolvimento do programa experimental foi realizado no Laboratório

de Materiais e Estruturas – LAME/LACTEC, conveniado à Universidade Federal do

Paraná, que é credenciado pelo INMETRO – Instituto Nacional de Metrologia,

Normalização e Qualidade Industrial, integrando a Rede Brasileira de Laboratórios de

Ensaios – RBLE; é também certificado em conformidade com a NBR ISO 9002, sendo

credenciadora a DET NORSKE VERITAS.

4.1 PLANEJAMENTO DOS ENSAIOS

Quando se trata de materiais de construção, principalmente do concreto, são

inúmeros os fatores que direta ou indiretamente influenciam uma determinada

propriedade do material. Por esta razão, optou-se por considerar como mais

significativos os seguintes fatores controláveis (variáveis independentes):

a) Relação água/aglomerante ou a/aglom: 0,35; 0,31; 0,28 e 0,26. Estas

relações foram inferidas, utilizando-se o gráfico proposto por AÏTCIN

(2000), que correlaciona resistência à compressão aos 28 dias de idade

com a relação água/aglomerante, de acordo com o método de dosagem

proposto pelo autor. Desta maneira, é possível estimar os valores de

resistência que se deseja alcançar, conforme mostra tabela 4.1.

TABELA 4.1 – RELAÇÃO ÁGUA/AGLOMERANTE PARA CADA NÍVEL DE RESISTÊNCIA ESPERADO

Nível de Resistência (MPa) Relação

a/aglom

50 MPa 0,35

65 MPa 0,31

80 MPa 0,28

95 MPa 0,26

FONTE: Dados extraídos de AÏTCIN, 2000. NOTA: valores médios sugeridos pela fonte.


76

b) Idade: 3, 7 e 28 dias para os ensaios de resistência à compressão e, para os

ensaios de tração por compressão diametral e módulo de elasticidade, a idade

de 28 dias - por ser a idade de referência comumente utilizada em análises do

comportamento do concreto. As idades para cada ensaio foram estabelecidas

em função das condições de disponibilidade dos equipamentos, dos materiais

e do tempo disponível para realização dos ensaios.

c) Agregados graúdos: com vistas a um estudo comparativo entre concretos

produzidos com diferentes agregados graúdos, foram selecionados 3 tipos

mineralógicos da região para execução dos experimentos (calcário,

diabásio e granito). A seleção foi realizada segundo critérios de

localização, mineralogia e consumo, através de pesquisa de mercado

objetivando que os mesmos sejam representativos da região de Curitiba.

Com relação aos ensaios experimentais, foram adotados 3 (três) corpos-de-

prova para as resistências à compressão e tração por compressão diametral, conforme a

maioria dos trabalhos na área de tecnologia de concreto e 2 (dois) corpos-de-prova

para a determinação de módulo de elasticidade. Ainda, decidiu-se realizar 2 (duas)

repetições para cada traço investigado, de maneira a fornecer maior confiabilidade aos

resultados obtidos para os concretos produzidos.

Com todos os parâmetros estabelecidos, passou-se à execução dos

experimentos. O planejamento dos ensaios e a quantidade de corpos-de-prova são

mostrados, de forma esquemática, na tabela 4.2. Trata-se de um projeto fatorial com 3

(três) fatores para os estudos de resistência à compressão: agregados, com 3 (três)

níveis; relação a/aglom com 4 (quatro) níveis e idade de controle com 3 (três) níveis.

Nos estudos de resistência à tração e módulo de elasticidade temos projetos fatoriais

com 2 (dois) fatores, já que a idade de controle será controlada a 28 dias.


77

TABELA 4.2 – PLANEJAMENTO DOS ENSAIOS E QUANTIDADE DE CORPOS-DE-PROVA

FONTE: O autor.

De acordo com a tabela 4.2, a quantidade total de corpos-de-prova a serem

ensaiados, com a execução das 2 (duas) repetições, é de 336. Não levando em conta,

nestes números, os corpos-de-prova utilizados durante as fases de estudo de dosagem,

verificação dos procedimentos de moldagem, adensamento e capeamento, e calibração

dos equipamentos de ensaio.

4.2 METODOLOGIA PARA EXECUÇÃO DOS ENSAIOS

A execução dos ensaios foi programada em função das seguintes variáveis:

três variáveis dependentes (fc, ft,sp, Ec), três variáveis independentes (relação a/aglom,

idade e agregado graúdo). Os métodos de ensaios adotados para a determinação das

propriedades mecânicas constam na tabela 4.3.

TABELA 4.3 – MÉTODOS DE ENSAIOS PARA DETERMINAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS

DETERMINAÇÃO MÉTODO DE ENSAIO

Resistência à compressão (fc) NBR-5739/94

Resistência à tração por compressão diametral (ft,sp) NBR-7222/94

Módulo de Elasticidade (Ec) NBR-8522/84

TIPO DE AGREGADO A/AGL IDADE CP/IDADE QUANT. TOTAL

168Quantidade de corpos-de-prova para 01 repetição de ensaios mecânicos:

108

36

24

2 120,35

28

28

120,28

Diabásio 2 120,31

Granito

Módulo de Elasticidade

Calcário 0,26

3

2

120,35

0,26 3 120,28

3 120,31

ENSAIOS REALIZADOS

Resistência à tração

Calcário

Diabásio

Granito

Calcário

Diabásio

Granito

Resistência à compressão

36

3 36

3 36

3

7

28

30,260,280,310,35


78

Os materiais e procedimentos utilizados para o desenvolvimento do

programa experimental estão descritos a seguir.

4.2.1 Seleção e Caracterização dos Materiais

A seleção dos materiais utilizados nesta pesquisa foi realizada de acordo com

a disponibilidade dos mesmos na região, através de pesquisa de mercado junto às

concreteiras de Curitiba. Os materiais foram utilizados da maneira como são

fornecidos comercialmente, sem alterações em suas características iniciais (p. ex.

ajustes na curva granulométrica dos agregados através de peneiramento, lavagem para

diminuição da quantidade de pó, entre outras).

4.2.1.1 Cimento

No estudo experimental foi utilizado cimento Portland de Alta Resistência

Inicial, CPV-ARI. O cimento foi fornecido em sacos de papel kraft de 50 kg cada,

proveniente da mesma partida de fabricação. O conteúdo foi colocado em sacos

plásticos e estocado dentro de tambores lacrados para conservação de suas

características iniciais. As tabelas 4.4, 4.5 e 4.6 apresentam, respectivamente, os

ensaios físicos, químicos e mecânicos do cimento utilizado neste trabalho.

TABELA 4.4 – CARACTERIZAÇÃO FÍSICA DO CIMENTO CPV-ARI

ENSAIOS FÍSICOS RESULTADOS LIMITES DA NBR 5733/91

Resíduo na peneira ABNT 200 (%) 0,2 ≤ 6,0 %

Resíduo na peneira ABNT 325 (%) 1,4 -

Área Específica Blaine (m2/kg) 412 ≥ 300 m2/kg

Expansibilidade à quente (mm) 0,0 ≤ 5 mm

Tempo de início de Pega (h:mm) 2:30 ≥ 1 h

Tempo de fim de Pega (h:mm) 3:30 ≤ 10 h

Massa Específica (g/cm3) 3,10 -

FONTE: Laboratório de Materiais e Estruturas – LAME/LACTEC


79

TABELA 4.5 – CARACTERIZAÇÃO QUÍMICA DO CIMENTO CPV-ARI

ENSAIOS QUÍMICOS TEORES (%) LIMITES DA NBR 5733/91

Perda ao Fogo 3,53 ≤ 4,5 %

Resíduo Insolúvel 0,62 ≤ 1,0 %

Óxidos de Silício (SiO2) 18,8 -

Óxidos de Alumínio (Al2O3) 4,1 -

Óxidos de Ferro (Fe2O3) 2,42 -

Óxidos de Cálcio (CaO) 61,8 -

Óxidos de Magnésio (MgO) 5,24 ≤ 6,5 %

Óxidos de Enxofre (SO3) 3,0 ≤ 3,5 %

Óxidos de Sódio (Na2O) 0,08 -

Óxidos de Potássio (K2O) 1,00 -

Óxidos de Cálcio livre (CaO) 1,7 -

Equivalente Alcalino em Na2O 0,7 -

C3S 69,22 -

C2S 1,77 -

C3A 6,72 ≤ 8 %

C4AF 7,36 -


TABELA 4.6 – CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA DO CIMENTO CPV-ARI

ENSAIOS MECÂNICOS RESULTADOS LIMITES DA NBR 5733/91

Resistência à compressão - 1 dia 21,9 ≥ 14,0 MPa

Resistência à compressão - 3 dias 34,7 ≥ 24,0 MPa

Resistência à compressão - 7 dias 41,1 ≥ 34,0 MPa

Resistência à compressão - 28 dias 44,7 -



80

4.2.1.2 Agregados miúdos

Utilizou-se areia natural proveniente do Rio Iguaçu, na região metropolitana

de Curitiba. As características físicas do material são apresentadas nas tabelas 4.7 e

4.8. A curva granulométrica é apresentada na figura 4.1.

TABELA 4.7 – GRANULOMETRIA DO AGREGADO MIÚDO (NBR-7217/87)

ABERTURA DA PENEIRA (MM)

% MÉDIA RETIDA

% MÉDIA ACUMULADA

4,8 0,5 0

2,4 9,4 10

1,2 22,8 33

0,6 24,2 57

0,3 27,0 84

0,15 12,5 96

< 0,15 3,7 100


TABELA 4.8 – CARACTERIZAÇÃO DO AGREGADO MIÚDO

ENSAIOS REALIZADOS RESULTADOS MÉTODO DE ENSAIO

LIMITES NBR 7211/83

Dimensão máxima característica (mm) 4,8 NBR 7217/83 -

Módulo de Finura 2,75 NBR 7217/83 -

Graduação (zona) 3 NBR 7217/83 3 (média)

Massa Específica SSS (g/cm3) 2,58 NBR 9776/87 -

Massa Específica Seca (g/cm3) 2,61 NBR 9776/87 -

Massa Unitária Solta (g/cm3) 1,39 NBR 7251/82 -

Absorção (%) 1,61 NBR 9777/87 -

Material pulverulento (%) 2,47 NBR 7219/87 0,5 a 3,0 %

Torrões de Argila (%) 0 NBR 7218/87 1,0 a 3,0 %


De acordo com a tabela 4.8, o agregado miúdo atende as recomendações para

seu emprego em concretos. Segundo AÏTCIN (2000), o agregado miúdo deve


81

apresentar um módulo de finura dentro do limite de 2,7 a 3,0, característica de uma

areia mais grossa. Isto se deve ao fato dos traços de CAD já serem ricos em partículas

finas (alto teor de cimento) e, portanto, o uso de uma areia mais grossa proporcionará

uma pequena redução na quantidade de água da mistura para uma mesma

trabalhabilidade, o que é vantajoso tanto do ponto de vista de resistência, como do

ponto de vista econômico.

FIGURA 4.1 - CURVA GRANULOMÉTRICA DO AGREGADO MIÚDO

4.2.1.3 Agregados graúdos

Os agregados graúdos foram selecionados dentre aqueles comercialmente

disponíveis na Região Metropolitana de Curitiba, sendo escolhidos em função de sua

localização, mineralogia e volume de consumo, através de pesquisa de mercado junto

às concreteiras da região.

Embora solicitado, junto aos três fornecedores, agregados graúdos com

diâmetro máximo característico de 19mm (brita 1), os materiais apresentaram valores

diferentes.

Cabe salientar que o intuito deste trabalho é verificar o desempenho dos

agregados graúdos em concretos de alto desempenho, utilizando os mesmos da

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Fund

o0,1

5 0,3 0,6 1,2 2,4 4,8 6,3 9,5 12,5 19 25 32 38 50 64 76

abertura (mm)

% p

assa

nte

acum

ulad

a

Areia Natural


82

maneira que são fornecidos no mercado; ou seja, sem alterações nas suas

características iniciais. A utilização destes agregados tem o objetivo principal de se

trabalhar o mais próximo possível da realidade observada nas centrais produtoras de

concreto. Assim, não foram utilizados procedimentos de lavagem prévia do material e

nem de ajuste da granulometria através de peneiramento. Desta forma, prosseguiram-

se os experimentos com os materiais inalterados (Figura 4.2). A análise petrográfica

das rochas encontra-se no ANEXO 3.

FIGURA 4.2 - AGREGADOS GRAÚDOS SELECIONADOS: (A) CALCÁRIO, (B) DIABÁSIO E (C) GRANITO

A caracterização das britas de calcário, diabásio e granito encontra-se

respectivamente nas tabelas 4.9 e 4.10. A curva granulométrica dos agregados graúdos

é apresentada na figura 4.3.

TABELA 4.9 – COMPOSIÇÃO GRANULOMÉTRICA DOS AGREGADOS GRAÚDOS (NBR-7217/87)

CALCÁRIO DIABÁSIO GRANITO ABERTURA DA

PENEIRA (MM) % Média Retida

% Média Acumulada

% Média Retida

% Média Acumulada

% Média Retida

% Média Acumulada

25,0 0 0 0 0 0 0

19,0 3,1 3 10,0 10 9,5 9

12,5 64,3 67 45,4 55 59,5 69

9,5 22,8 90 21,4 77 20,7 90

6,3 8,9 99 14,9 92 8,8 98

4,8 0,3 99 3,9 96 0,6 99

< 4,8 0,6 100 4,2 100 1,0 100


(a) (b) (c)


83

De acordo com a tabela 4.9, nota-se que na composição granulométrica dos

agregados, em todos os casos, não foi identificado material retido na peneira de 25mm,

o que pode sugerir que os agregados têm tamanhos máximos similares, diferenciando-

se entre si apenas por sua graduação mais ou menos grossa dentro dos mesmos limites

(ver figura 4.3), sendo passíveis de serem comparados entre si.

Ainda, comparando os dados dos agregados apresentados na tabela 4.9,

verifica-se que o agregado diabásio apresenta uma maior porcentagem de partículas

menores que 9,5 mm (23%), enquanto o calcário e o granito apresentam porcentagens

similares menores (10%).

TABELA 4.10 – CARACTERIZAÇÃO DOS AGREGADOS GRAÚDOS (NBR-7217/87)

ENSAIOS REALIZADOS CALCÁRIO DIABÁSIO GRANITO MÉTODO DE ENSAIO

LIMITES NBR 7211/83

Dmáx. Característica (mm) 19 25 25 NBR 7217/87 -

Módulo de Finura 6,92 6,83 6,98 NBR 7217/87 -

Absorção (%) 0,28 0,63 0,47 NBR 9937/87 -

Massa Específica SSS (g/cm3) 2,85 2,83 2,68 NBR 9937/87 -

Massa Específica Seca (g/cm3) 2,84 2,82 2,67 NBR 9937/87 -

Massa Unitária Solta (g/cm3) 1,50 1,50 1,43 NBR 7251/82 -

Massa Unitária Compactada (g/cm3) 1,60 1,62 1,50 NBR 7810/83 -

Material pulverulento (%) 0,43 1,48 0,31 NBR 7219/87 ≤ 3,0 %

Abrasão Los Angeles (%) 24 18 18 NBR 6465/84 ≤ 50 %

Índice de Forma 2,56 2,59 2,44 NBR 7809/83 -


De acordo com a tabela 4.10, é possível fazer uma análise dos agregados,

conforme algumas características peculiares. Primeiramente, destaca-se que os

agregados apresentam módulo de finura muito próximos, indicando, como efeito, que

para uma mesma relação água/aglomerante os concretos apresentariam uma mesma

consistência. Em segundo lugar, os três materiais apresentam valores de absorção

abaixo do normalmente empregado na produção de CAD (1%). Em terceiro lugar,


84

destaca-se a maior abrasão “Los Angeles” do calcário (24%) em comparação com os

demais agregados (18%), que segundo alguns pesquisadores deve ter seu limite

próximo de 15% para CAD (GUTIÉRREZ e CÁNOVAS, 1996). Em quarto lugar, o

teor elevado de material pulverulento encontrado no diabásio (~1,5%) em relação aos

demais agregados (< 0,5%) pode prejudicar seu desempenho em algumas propriedades

do CAD. E por último, com relação à forma do agregado, a diferença entre os valores

de índice de forma é muito pequena. Conclui-se então que se tratam de materiais com

algumas características físicas similares, embora de mineralogias diferentes.

FIGURA 4.3 - CURVA GRANULOMÉTRICA DOS AGREGADOS GRAÚDOS

Finalmente, analisando a Figura 4.3, embora o diâmetro máximo

característico dos agregados não seja o mesmo, nota-se que as curvas granulométricas

são muito próximas, principalmente no caso do calcário e granito, onde as curvas

apresentam formas muito similares.

4.2.1.4 Adições

Utilizou-se sílica ativa nacional, do tipo não-densificada, proveniente de um

mesmo lote de fabricação, fornecida em sacos de papel kraft de 15 kg cada. A sílica foi

empregada em substituição a 8 % da massa de cimento. Suas características físicas e

químicas encontram-se nas tabelas 4.11 e 4.12.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Fund

o0,1

5 0,3 0,6 1,2 2,4 4,8 6,3 9,5 12,5 19 25 32 38 50 64 76

abertura (mm)

% p

assa

nte

acum

ulad

a

Calcário 19mmDiabásio 25mmGranito 25mm


85

TABELA 4.11 - CARACTERIZAÇÃO QUÍMICA DA SÍLICA ATIVA

ENSAIOS QUÍMICOS TEORES (%) LIMITES DA NBR 13957/97

Perda ao Fogo 2,64 ≤ 6,0 %

Óxidos de Silício (SiO2) 96,09 ≥ 85,0 %

Óxidos de Sódio (Na2O) 0,51 -

Óxidos de Potássio (K2O) 0,86 -

Equivalente Alcalino em Na2O 1,10 ≤ 1,5 %


TABELA 4.12 - CARACTERIZAÇÃO FÍSICA DA SÍLICA ATIVA

ENSAIOS FÍSICOS RESULTADOS LIMITES DA NBR 13957/97

Massa específica (g/cm³) 2,20 -

Umidade (%) 1,20 ≤ 3,0 %


4.2.1.5 Aditivo

A escolha do aditivo a ser utilizado em CAD deve ser feita com base em

ensaios preliminares de compatibilidade com o cimento e a sílica ativa. Desta forma,

realizou-se um estudo preliminar com quatro aditivos superplastificantes de pega

normal, sendo três a base de naftaleno sulfonado e um a base de melanina (ANEXO 1).

A seleção do aditivo foi realizada através dos ensaios de miniabatimento

desenvolvido por KANTRO (1980) e do funil de Marsh (NBR-7682/83). AÏTCIN

(2000) explica que o uso simultâneo dos dois métodos possibilita a análise de

diferentes parâmetros reológicos da pasta. Enquanto no primeiro a pasta é avaliada

num comportamento mais estático, no segundo é ensaiada em condições mais

dinâmicas.

O aditivo selecionado, de acordo com os resultados dos ensaios de

compatibilidade (ANEXO 1), foi um superplastificante a base de naftaleno sulfonado,

com massa específica de 1,19 kg/dm³, e teor de sólidos igual a 38%.


86

4.2.1.6 Água de amassamento

Utilizou-se no programa experimental água potável proveniente da rede de

abastecimento da Companhia de Saneamento do Paraná – SANEPAR.

4.2.2 Proporcionamento dos Materiais

O proporcionamento dos materiais para execução das misturas foi

determinado com base no método de dosagem desenvolvido por AÏTCIN (2000),

específico para concretos de alto desempenho.

O método foi escolhido, com base nos estudos de ALVES (2000), por

apresentar o menor consumo de cimento por m³ de concreto e o segundo menor custo

por m³ deste material quando comparado com outros métodos empregados para

produção de CAD. Além disto, apresenta as vantagens de ser de fácil execução, conter

planilhas que facilitam o proporcionamento dos materiais e por considerar nos

cálculos, de maneira direta, características específicas dos agregados (p. ex. a forma do

agregado graúdo para estimativa da demanda de agregado).

Inicialmente foram fixados alguns parâmetros, válidos para o método de

dosagem adotado, a fim de que os resultados obtidos possam ser comparados entre si.

São eles:

- abatimento: 140 ± 20 mm;

- aditivo: acrescentado à mistura em quantidade mínima suficiente para

alcançar-se a trabalhabilidade desejada;

- adição: 8% de sílica ativa sobre a massa de cimento;

- faixa de resistência: 50 a 95 MPa

O próximo passo foi o preenchimento das planilhas de dosagem, sugeridas

pelo método, para estimativa do proporcionamento dos materiais, em volume e em

massa. Convém destacar que este método segue a mesma abordagem do método do


87

volume absoluto, sugerido pelo ACI 211.1-91 (2001), sendo utilizado para estimar-

se a demanda de agregado graúdo.

Outro fator importante, dentro do método utilizado, é que os cálculos de

traço dos concretos foram feitos com base no teor de sólidos do superplastificante,

ou seja, considerando na água total adicionada ao concreto, a água presente no

aditivo, de modo a manter fixa a relação água/aglomerante.

4.2.3 Produção e Preparo dos Corpos-de-prova

Depois de determinado o proporcionamento dos materiais, passou-se à

produção dos concretos e preparo dos corpos-de-prova.

De acordo com o previamente estabelecido, foram executadas duas

repetições de cada traço, aumentando assim a confiabilidade dos resultados. As tabelas

4.13 a 4.18 ilustram o proporcionamento dos materiais para a produção dos concretos.

TABELA 4.13 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM CALCÁRIO - TCS

(1ª REPETIÇÃO)

TRAÇO TCS-035 TCS-031 TCS-028 TCS-026

NÍVEL DE RESISTÊNCIA 50 MPa 65 MPa 80 MPa 95 MPa

Cimento (kg) 362 409 452 486

Sílica Ativa (kg) 31 35 39 42

Areia (kg) 900 854 815 784

Brita (kg) 1053 1054 1053 1052

Água (l)(1) 137 137 137 137

Água/aglomerante 0,35 0,31 0,28 0,26

Aditivo (%)(2) 1,2 1,2 1,2 1,4

Abatimento (mm) 120 140 140 130

H (%) 5,9 5,8 5,8 5,8

Teor de argamassa seca (%) 55 55 55 55

FONTE: O autor. NOTA(1) : Na quantidade de água total adicionada está considerada a água presente no aditivo . NOTA(2): Porcentagem com base no teor de sólidos do aditivo em relação a massa de aglomerante.


88

TABELA 4.14 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM CALCÁRIO - RCS (2ª REPETIÇÃO)

TRAÇO RCS-035 RCS-031 RCS-028 RCS-026


Cimento (kg) 362 409 452 486


Areia (kg) 901 854 815 784

Brita (kg) 1054 1054 1054 1053

Água (l)(1) 137 137 137 137


Aditivo (%)(2) 1,2 1,2 1,2 1,4

Abatimento (mm) 130 140 120 130

H (%) 5,9 5,8 5,8 5,8


FONTE: O autor. NOTA(1) : Na quantidade de água total adicionada está considerada a água presente no aditivo . NOTA(2) : Porcentagem com base no teor de sólidos do aditivo em relação a massa de aglomerante.

TABELA 4.15 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM DIABÁSIO - TDS

(1ª REPETIÇÃO)

TRAÇO TDS-035 TDS-031 TDS-028 TDS-026


Cimento (kg) 362 408 453 486


Areia (kg) 894 849 808 776

Brita (kg) 1054 1053 1054 1053

Água (l)(1) 137 137 137 137


Aditivo (%)(2) 1,2 1,2 1,2 1,4

Abatimento (mm) 120 140 120 130

H (%) 5,9 5,9 5,8 5,8




89

TABELA 4.16 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM DIABÁSIO - RDS (2ª REPETIÇÃO)

TRAÇO RDS-035 RDS-031 RDS-028 RDS-026


Cimento (kg) 363 409 453 486


Areia (kg) 894 849 807 776

Brita (kg) 1055 1054 1054 1053

Água (l)(1) 137 137 137 137


Aditivo (%)(2) 1,2 1,2 1,2 1,4

Abatimento (mm) 130 120 120 120

H (%) 5,9 5,9 5,8 5,8



TABELA 4.17 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM GRANITO - TGS

(1ª REPETIÇÃO)

TRAÇO TGS-035 TGS-031 TGS-028 TGS-026


Cimento (kg) 362 409 455 486


Areia (kg) 839 796 745 722

Brita (kg) 1053 1055 1059 1052

Água (l)(1) 138 137 138 137


Aditivo (%)(2) 1,2 1,2 1,2 1,4

Abatimento (mm) 130 140 120 130

H (%) 6,0 6,0 6,0 6,0




90

TABELA 4.18 – QUANTIDADE DE MATERIAL UTILIZADO NOS TRAÇOS COM GRANITO - RGS (2ª REPETIÇÃO)

TRAÇO RGS-035 RGS-031 RGS-028 RGS-026


Cimento (kg) 362 409 453 487


Areia (kg) 839 796 753 723

Brita (kg) 1054 1055 1054 1054

Água (l)(1) 138 137 137 136


Aditivo (%)(2) 1,2 1,2 1,2 1,4

Abatimento (mm) 130 130 120 140

H (%) 6,0 6,0 6,0 6,0



A mistura dos concretos do experimento foi realizada em betoneira de eixo

inclinado, com capacidade para 320 litros (Figura 4.4). Antes de iniciar o processo de

mistura, o interior da betoneira era molhado, a fim de evitar-se que a água da mistura

fosse absorvida pelas paredes internas, anteriormente secas.

FIGURA 4.4 - BETONEIRA DE EIXO INCLINADO – 320 LITROS


91

A ordem de colocação dos materiais na betoneira em movimento foi mantida

constante para todas as misturas:

1. 100% da brita mais 25% da água

2. 100% do cimento e 100% da sílica (previamente misturados)

3. 75% restantes da água

4. mistura por 1 minuto

5. 80% do aditivo

6. mistura por 1 minuto

7. 100% da areia

8. mistura por 2 minutos

9. parada por 2 minutos

10. 20% do aditivo (permitindo ajustes finais no traço)

11. mistura por 2 minutos

Encerrado o período de mistura (8 minutos), foram realizados os ensaios

de consistência pelo abatimento do tronco de cone (NBR-NM-67, 1998) e massa

específica (NBR-9833, 1987).

Cabe salientar que a colocação do aditivo superplastificante 1 minuto após

a mistura do cimento com a água resultou em um abatimento superior ao do

concreto com o aditivo misturado previamente na água de amassamento. Este

resultado já tinha sido observado por diversos pesquisadores, entre eles

COLEPARDI et al. (1999).

É possível observar também que o tempo de mistura para CAD é superior

ao tempo utilizado para concretos convencionais, devido ao comportamento

tixotrópico deste concreto que demanda uma maior energia de amassamento,

implicando em misturar o concreto por mais tempo na betoneira, para assim se


92

obter a homogeneidade necessária (AGUADO e OLIVEIRA17 apud LOPES, 1999).

A tixotropia é a propriedade que alguns materiais apresentam, quando no estado

plástico, de adquirirem uma consistência gelatinosa quando deixados em repouso,

mas ao serem solicitados ou agitados por esforços externos retornam a um estado

fluido, viscoso (GIAMMUSSO, 1989).

Cada traço de concreto foi produzido com os três tipos de agregados graúdos

seguindo os mesmos procedimentos de mistura, mantendo o ambiente da sala de

dosagens sob as mesmas condições de temperatura e umidade, de forma a evitar a

interferência destes fatores nos resultados dos concretos, procurando desta maneira

diminuir o ruído do sistema. A programação das dosagens foi realizada conforme

mostrado na tabela 4.19.

TABELA 4.19 – PROGRAMAÇÃO DAS DOSAGENS

DOSAGENS DATA DA EXECUÇÃO

TCS-028 28/02/02

TDS-028 ; TGS-028 01/03/02

TCS-031 19/03/02

TDS-031 ; TGS-031 20/03/02

TCS-035 ; TDS-035 25/03/02

TGS-035 ; TCS-026 26/03/02

TDS-026 ; TGS-026 27/03/02

RGS-026 ; RCS-026 08/04/02

RDS-026 ; RGS-028 09/04/02

RCS-028 ; RDS-028 10/04/02

RGS-031 ; RCS-031 11/04/02

RDS-031 ; RGS-035 12/04/02

RCS-035 ; RDS-035 15/04/02 FONTE: O autor. NOTAS: Significado das siglas: T – traço inicial; R – traço repetido; S – sílica ativa; C – calcário; D – diabásio; G – granito. Os números representam a relação a/aglom (p. ex. 028 – a/aglom = 0,28)

17 AGUADO, A.; OLIVEIRA, M. O. Informe sobre la caracterización mecánica de un hormigón

de alta resistencia. Barcelon, 1992. 79 p. Relatório – Universitat Politècnica de Catalunya & Fomento de

Construciones y Contratas SA.


93

Para cada betonada foram moldados 14 corpos-de-prova cilíndricos, em formas

metálicas de 100 x 200 mm. Sendo 9 corpos-de-prova para resistência `a compressão (aos

3, 7 e 28 dias), 3 corpos-de-prova para resistência à tração por compressão diametral (aos

28 dias) e 2 corpos-de-prova para módulo de elasticidade (aos 28 dias). A distribuição dos

corpos-de-prova por ensaio foi apresentada na tabela 4.2.

Os corpos-de-prova foram adensados mecanicamente, utilizando vibrador de

imersão elétrico, com agulha de 25 mm. Após a moldagem, foram cobertos com filme

de PVC, evitando assim a perda de água do concreto, e mantidos no ambiente de

laboratório por aproximadamente 24 horas (Figura 4.5).

FIGURA 4.5 - CORPOS-DE-PROVA COBERTOS COM FILME DE PVC DURANTE AS

PRIMEIRAS 24 HORAS

Após as 24 horas, os corpos-de-prova eram retirados das fôrmas e colocados

em câmara úmida com umidade relativa superior a 95% e temperatura de (22±2)°C até

a data de ruptura, sendo retirados apenas uma hora antes do ensaio.

Os corpos-de-prova tiveram seus topos retificados com torno mecânico

adaptado (figura 4.6). Este procedimento foi adotado após a constatação durante a fase de

estudos de dosagem, de dispersão nos resultados de resistência à compressão dos corpos-

de-prova capeados com enxofre, principalmente na idade de 28 dias. Com a retificação

dos topos dos corpos-de-prova, a dispersão nos resultados reduziu consideravelmente.


94

FIGURA 4.6 – RETIFICAÇÃO DOS TOPOS DOS CORPOS-DE-PROVA DE 10X20CM COM TORNO

MECÂNICO ADAPTADO (LABORATÓRIO LAME /LACTEC)

4.2.4 Apresentação dos Resultados

Os dados obtidos nos ensaios mecânicos encontram-se nas Tabelas 1 a 9

do ANEXO 2, juntamente com os parâmetros estatísticos referentes a cada variável

analisada. Os resultados finais de cada ensaio são apresentados a seguir.

4.2.4.1 Resistência à compressão axial

As figuras 4.7 e 4.8 apresentam os gráficos com os resultados de

resistência à compressão axial dos concretos produzidos com calcário, diabásio e

granito. Cada valor plotado representa a média de seis corpos-de-prova para cada

idade de ensaio, retirados de duas betonadas realizadas em dias diferentes.


95

FIGURA 4.7 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (MPa) E A RELAÇÃO

ÁGUA/AGLOMERANTE PARA AS IDADES DE 3, 7 E 28 DIAS

Calcário

40

50

60

70

80

90

100

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

fc (M

Pa)

3d 7d 28d

Diabásio

40

50

60

70

80

90

100

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

fc (M

Pa)

3d 7d 28d

Granito

40

50

60

70

80

90

100

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

fc (M

Pa)

3d 7d 28d

50

60

70

80

90

100

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

fc (M

Pa)

Diabásio Calcário Granito

idade: 28 dias


96

FIGURA 4.8 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (MPa) E A IDADE (DIAS) PARA AS

DIVERSAS RELAÇÕES ÁGUA/AGLOMERANTE ENSAIADAS.

4.2.4.2 Resistência à tração por compressão diametral

A figura 4.9 apresenta os valores de resistência à tração por compressão

diametral dos concretos produzidos com os agregados selecionados. Cada ponto

corresponde à média dos resultados observados em seis corpos-de-prova provenientes

de duas betonadas em dias diferentes.

Calcário40

50

60

70

80

90

100

3d 7d 28didade

fc (M

Pa)

0,26 0,28 0,31 0,35

Diabásio40

50

60

70

80

90

100

3d 7d 28didade

fc (M

Pa)

0,26 0,28 0,31 0,35

Granito40

50

60

70

80

90

100

3d 7d 28didade

fc (M

Pa)

0,26 0,28 0,31 0,35


97

FIGURA 4.9 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL E A

RELAÇÃO ÁGUA/AGLOMERANTE PARA A IDADE DE 28 DIAS

4.2.4.3 Módulo de elasticidade

Os valores de módulo de elasticidade dos concretos produzidos com os

agregados selecionados são apresentados na figura 4.10. Os valores representam a

média dos resultados observados em quatro corpos-de-prova retirados de duas

betonadas em dias diferentes.

FIGURA 4.10 – RELAÇÃO ENTRE O MÓDULO DE ELASTICIDADE E A RELAÇÃO ÁGUA/AGLOMERANTE

PARA A IDADE DE 28 DIAS.

idade: 28 dias

4

5

6

7

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

ft,sp

(MPa

)


idade: 28 dias

20

30

40

50

60

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

Ec (G

Pa)



98

5. ANÁLISE DOS RESULTADOS

Neste capítulo é apresentada a análise dos resultados obtidos nos ensaios de

resistência à compressão simples, de tração por compressão diametral e de módulo de

elasticidade dos concretos produzidos com os agregados selecionados. O programa

experimental utilizado para a produção destes concretos está descrito no capítulo 3 e

os resultados dos ensaios encontram-se no capítulo 4.

Os resultados foram analisados do ponto de vista estatístico e técnico,

verificando a influência dos diversos fatores nas propriedades mecânicas dos concretos

estudados. Algumas considerações sobre custos e consumo de material por m³ de

concreto foram também incluídas. Por último, os resultados aqui obtidos foram ainda

comparados com outros resultados encontrados em trabalhos semelhantes na literatura.

A análise estatística foi realizada com a finalidade de garantir a confiabilidade

dos resultados obtidos nos ensaios de compressão axial, tração por compressão diametral

e módulo de elasticidade dos corpos-de-prova referentes aos concretos produzidos com os

agregados selecionados. Para tanto, foram realizadas análises de variância (RIBEIRO e

CATEN, 2001) para cada experimento, com o objetivo de comprovar estatisticamente a

influência dos fatores: idade, relação a/aglom e tipo de agregado, bem como verificar a

existência de alguma possível interação entre estes fatores.

5.1 RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AXIAL

A tabela 5.1 apresenta o resumo dos resultados obtidos para resistência

à compressão axial dos concretos produzidos com os diferentes tipos de agregados

(Tabelas 1 a 3, ANEXO 2), onde cada valor representa a média de seis corpos-de-

prova ensaiados, provenientes de 2 (duas) betonadas realizadas em dias diferentes

(ver Tabela 4.19).


99

TABELA 5.1 – VALORES MÉDIOS DE RESISTÊNCIA À COMPRESSAO DOS CONCRETOS (MPa)

RELAÇÃO A/AGLOM TIPO DE AGREGADO

IDADE (DIAS) 0,26 0,28 0,31 0,35

3 65,8 61,2 55,4 47,9

CALCÁRIO 7 74,2 68,4 64,4 58,7

28 91,8 86,6 80,3 74,8

3 64,1 59,8 52,0 48,6

DIABÁSIO 7 72,5 64,2 63,8 59,0

28 87,6 84,9 75,2 70,9

3 67,4 64,0 60,1 50,6

GRANITO 7 77,2 75,4 70,1 55,0

28 99,2 94,1 83,6 77,7


A análise de variância (RIBEIRO e CATEN, 2001) realizada com base nos

dados de resistência à compressão é apresentada na tabela 5.2.

TABELA 5.2 – ANÁLISE DE VARIÂNCIA (ANOVA) PARA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AXIAL

FONTE SQ GDL MQ FCALC. FLIM. SIGNIFIC.

IDADE (A) 24472,80 2 12236,40 1419,26 3,05 SIM

AGREGADO (B) 1767,49 2 883,74 102,50 3,05 SIM

A/AGLOM (C) 8066,55 3 2688,85 311,87 2,65 SIM

(AB) 149,36 4 37,34 4,33 2,42 SIM

(AC) 277,48 6 46,25 5,36 2,15 SIM

(BC) 55,792 6 9,30 1,08 2,15 NÃO

(ABC) 175,56 12 14,63 1,70 1,80 NÃO

ERRO 1551,90 180 8,62

TOTAL 36517,00 215

NOTAS: GDL - graus de liberdade; SQ - soma quadrada; MQ = SQ/GDL – média quadrada; FCALC. – valor calculado de F; FLIM. – valor tabelado da distribuição de Fischer-Snedecor, para nível de significância 0,05; SIGNIFIC. – efeito significativo.

De acordo com a análise de variância, comprova-se a importância da relação

a/aglom e idade nos resultados de compressão dos concretos, em conformidade com os


100

resultados encontrados na literatura.Verifica-se ainda a influência significativa do tipo

de agregado e, em menor escala, o efeito das interações idade x a/aglom e idade x

agregado. A seguir estão representados os gráficos de vários fatores (Figuras 5.1 e

5.2), os quais servirão para complementar as análises estatísticas efetuadas, mostrando

que o efeito das interações é pequeno, já que há um quase paralelismo entre as curvas

no intervalo estudado.

FIGURA 5.1 – INFLUÊNCIA DA INTERAÇÃO ENTRE A RELAÇÃO A/AGLOM E A IDADE NA RESISTÊNCIA À

COMPRESSÃO.

FIGURA 5.2 - INFLUÊNCIA DAS INTERAÇÕES ENTRE: (A) AGREGADO E IDADE E (B) AGREGADO E

A/AGLOM NA RESISTÊNCIA A COMPRESSÃO.

Para a interação mostrada no gráfico (a) da figura 5.2, e efetuando-se uma

comparação múltipla de médias para verificar se há diferenças significativas entre as

médias, não foram constatadas diferenças significativas entre os valores de resistência

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20 25 30idade (dias)

fc (M

Pa)

0,26 0,28 0,31 0,35

40

50

60

70

80

90

100

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37a/aglom

fc (M

Pa)

3 7 28

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20 25 30idade (dias)

fc (M

Pa)

Granito Calcário Diabásio

50

55

60

65

70

75

80

85

90

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37a/aglom

fc (M

Pa)

Calcário Diabásio Granito

(a) (b)


101

à compressão dos concretos produzidos com calcário e diabásio, nas idades de 3 e 7

dias. Somente aos 28 dias, a diferença entre esses agregados passa a ser significativa.

Analisando o gráfico (b) da figura 5.2, nota-se que há uma tendência das

curvas médias de resistência de se aproximarem com o aumento da relação

água/aglomerante, significando que para concretos com menores resistências (relações

a/aglom maiores que 0,35), o tipo de agregado utilizado passa a não ter efeito

significativo na resistência à compressão desses concretos, fato que foi confirmado

através da comparação múltipla de médias. Este resultado é consistente com todos os

estudos efetuados e já indicados anteriormente, pois a menor resistência da argamassa

e da interface passa a ter efeito preponderante, chegando-se próximo dos raciocínios

efetuados geralmente em concretos convencionais.

A seguir, serão apresentados os gráficos e equações obtidas correlacionando

o crescimento da resistência à compressão dos concretos produzidos com cada

agregado, em função da relação a/aglom (Figuras 5.3 a 5.5).

FIGURA 5.3 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA

OS CONCRETOS COM CALCÁRIO.

40

50

60

70

80

90

100

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37a/aglom

fc (M

Pa)

3 dias 7 dias 28 dias

p/ 3 dias : y = -59,896 . Ln(x) - 14,914 R² = 0,9997

p/ 7 dias : y = -50,205 . Ln(x) + 5,664 R² = 0,9820

p/ 28 dias : y = -57,110 . Ln(x) - 14,256 R² = 0,9905

Equações para estimativa de fc em função de a/aglom:


102


OS CONCRETOS COM DIABÁSIO.


OS CONCRETOS COM GRANITO.

Outro aspecto importante a ser considerado, dentro da tecnologia do

concreto, é o crescimento da resistência à compressão com o tempo. As figuras 5.6 a

5.9 apresentam os resultados deste crescimento nos concretos estudados.

40

50

60

70

80

90

100

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37a/aglom

fc (M

Pa)


p/ 3 dias : y = -76,838 . Ln(x) - 4,4936 R² = 0,9830

p/ 7 dias : y = -39,938 . Ln(x) + 23,790 R² = 0,9880

p/ 28 dias : y = -55,441 . Ln(x) - 6,5727 R² = 0,9709


40

50

60

70

80

90

100

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37a/aglom

fc (M

Pa)


p/ 3 dias : y = -53,890 . Ln(x) - 9,0954 R² = 0,9616

p/ 7 dias : y = -39,775 . Ln(x) + 16,737 R² = 0,8377

p/ 28 dias : y = -59,991 . Ln(x) - 7,045 R² = 0,9600



103

FIGURA 5.6 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A IDADE - CALCÁRIO.

FIGURA 5.7 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A IDADE - DIABÁSIO

FIGURA 5.8 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A IDADE - GRANITO.

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20 25 30idade

fc (M

Pa)

0,26 0,28 0,31 0,35

a/aglom 3 dias 7 dias 28 dias

0,35 0,64 0,78 1,00,31 0,69 0,80 1,00,28 0,71 0,79 1,00,26 0,72 0,81 1,0

Média 0,69 0,80 1,00

Relação fc/fc28 em função da idade - calcário

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20 25 30idade

fc (M

Pa)

0,26 0,28 0,31 0,35


0,35 0,69 0,83 1,00,31 0,69 0,85 1,00,28 0,70 0,76 1,00,26 0,73 0,83 1,0

Média 0,70 0,82 1,00

Relação fc/fc28 em função da idade - diabásio

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20 25 30idade

fc (M

Pa)

0,26 0,28 0,31 0,35


0,35 0,66 0,85 1,00,31 0,72 0,84 1,00,28 0,68 0,80 1,00,26 0,68 0,78 1,0

Média 0,69 0,82 1,00

Relação fc/fc28 em função da idade - granito


104

No que diz respeito à evolução do crescimento da resistência à compressão

referente à de 28 dias, cabe comentar que a relação da resistência à compressão de 3 e

7 dias para os 28 dias, no geral, está muito próxima para todos os concretos, como

pôde ser visto na figura 5.6.

FIGURA 5.9 – VARIAÇÃO DA RELAÇÃO FC/FC28, EM FUNÇÃO DA IDADE PARA OS CONCRETOS.

Na tabela 5.4, faz-se uma comparação entre as relações obtidas nos concretos

estudados com as encontradas na bibliografia, para concretos produzidos com cimento

ARI, considerando a idade de 28 dias como sendo 100% da resistência à compressão.

TABELA 5.4 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A

IDADE DOS CONCRETOS PRODUZIDOS – COMPARAÇÃO COM A BIBLIOGRAFIA, PARA CIMENTOS ARI.

IDADE FONTE


CEB-FIP MODEL CODE 1990 (1991) 0,66 0,82 1,0

ACI 209R-92 (2001) 0,59 0,80 1,0

BAEL e BPEL (apud DAL MOLIN, 1995) 0,71 0,87 1,0

DAL MOLIN (1995) 0,63 0,81 1,0

ALVES (2000) 0,76 0,86 1,0

SILVA (2000) 0,71 0,82 1,0

CALCÁRIO (*) 0,69 0,80 1,0

DIABÁSIO (*) 0,70 0,82 1,0

GRANITO (*) 0,69 0,82 1,0 NOTA: (*) crescimento médio da resistência dos respectivos concretos.

agregado 3 dias 7 dias 28 dias

calcário 0,69 0,80 1,0diabásio 0,70 0,82 1,0granito 0,69 0,82 1,0GERAL 0,69 0,81 1,00

Relação fc/fc28 em função da idade - geral

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 5 10 15 20 25 30idade (dias)

fc/fc

28

granito diabásio calcário


105

De acordo com a Tabela 5.4, verifica-se que os concretos produzidos na

pesquisa apresentaram ganhos de resistência compatíveis e consistentes com os valores

encontrados na bibliografia.

Ainda, em termos de valores absolutos, realizou-se uma comparação entre os

resultados de resistência média obtidos nesta pesquisa e em outras bibliografias,

tomando-se como referência às relações a/aglom x fc28 estimadas por AÏTCIN (2000),

conforme mostra a Tabela 5.5.

TABELA 5.5 – VALORES DE RESISTÊNCIAS MÉDIAS DE COMPRESSÃO AOS 28 DIAS (MPa) EM

FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM – COMPARAÇÃO ENTRE CONCRETOS PRODUZIDOS E BIBLIOGRAFIA, COM BASE NOS DADOS DE AÏTCIN (2000)

AÏTCIN (2000)

DAL MOLIN (1995)

ALVES (2000) EXPERIMENTOS RELAÇÃO

A/AGLOM (1) Basalto Basalto Calcário Diabásio granito

0,37 a 0,35 50 - 60 66,1 56,2 74,8 70,9 77,7

0,32 a 0,31 70 - 75 71,1 69,4 80,3 75,2 83,6

0,29 a 0,28 85 - 90 80,7 74,8 86,6 84,9 94,1

0,26 a 0,25 100 - 110 92,4 76,7 91,8 87,6 99,2

NOTA: todos os concretos foram produzidos com cimento ARI e adição de sílica ativa. (1) os valores de resistência sugeridos não fazem menção ao tipo de agregado utilizado.

Comparando os valores da tabela 5.5 acima, confirma-se a consistência dos

resultados obtidos nos experimentos realizados neste trabalho.

5.2 RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL

A tabela 5.6 apresenta o resumo dos resultados obtidos para

tração por compressão diametral aos 28 dias, com os diferentes tipos de

agregado graúdo (Tabelas 4 a 6, ANEXO 2), onde cada valor representa

a média de seis corpos-de-prova ensaiados, provenientes de duas

repetições realizadas em dias diferentes (Tabela 4.19).


106

TABELA 5.6 – VALORES DE RESISTÊNCIA A TRAÇÃO POR COMPRESSAO DIAMETRAL (MPa)


IDADE (DIAS) 0,26 0,28 0,31 0,35

CALCÁRIO 28 6,6 5,6 5,5 5,1

DIABÁSIO 28 6,6 5,7 5,6 5,2

GRANITO 28 6,4 5,5 5,5 5,0


De acordo com a tabela, verifica-se que os valores obtidos são superiores aos

encontrados em concretos convencionais, significando que a resistência à tração nos

concretos de baixa relação a/aglom cresce, embora em menores proporções, com o

aumento da resistência à compressão. Cabe destacar que estes valores se explicam pelo

efeito significativo da incorporação de sílica ativa no aumento da resistência à tração

por compressão diametral, conforme constatado por DAL MOLIN (1995).

Com base nestes dados, realizou-se uma análise de variância (RIBEIRO e

CATEN, 2001) para verificar a influência dos fatores a/aglom e tipo de agregado

graúdo nos ensaios de resistência à tração por compressão diametral, conforme mostra

a tabela 5.7.

TABELA 5.7 – ANÁLISE DE VARIÂNCIA (ANOVA) PARA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO


A/AGLOM (A) 20,10 2 10,03 36,65 3,15 SIM

AGREGADO (B) 0,44 3 0,15 0,53 2,76 NÃO

(AB) 0,10 6 0,02 0,06 2,25 NÃO

ERRO 16,42 60 0,27

TOTAL 37,0 71

NOTAS: GDL - graus de liberdade; SQ - soma quadrada; MQ = SQ/GDL – média quadrada; FCALC. – valor calculado de F; FLIM. – valor tabelado de F para nível de significância 0,05 (distribuição de Fischer); SIGNIFIC. – efeito significativo.


107

Conforme esperado, a análise de variância confirmou o efeito significativo

da relação a/aglom na resistência à tração por compressão diametral, como já havia

sido constatado para a resistência à compressão. Em contrapartida, o tipo de agregado

empregado no concreto não apresentou efeito significativo na resistência à tração,

dentro do intervalo estudado, conforme mostra a figura 5.10.

FIGURA 5.10 – INFLUÊNCIA DA INTERAÇÃO ENTRE A RELAÇÃO A/AGLOM E O TIPO DE AGREGADO NA

RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL.

Analisando o gráfico, percebe-se que as curvas de comportamento dos

concretos produzidos com diferentes agregados são muito próximas, não apresentando

diferenças significativas dentro da faixa de relação a/aglom estudada, confirmando os

resultados da análise de variância (Tabela 5.7).

Complementando a análise de variância, aqui também foi efetuada uma

comparação múltipla de médias, a qual mostra que não há diferença significativa entre

os resultados de resistência à tração para as relações a/aglom 0,28, 0,31 e 0,35 para

todos os agregados, mostrando-se significativa apenas a diferença entre os resultados

obtidos para a/aglom 0,26 e os demais.

As equações para estimativa da resistência à tração por compressão diametral

aos 28 dias, para cada tipo de agregado, em função da relação a/aglom, são retiradas

do gráfico a seguir (Figura 5.11).

3

4

5

6

7

8

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

ft,s

p (M

Pa)

Calcário Granito Diabásio


108

FIGURA 5.11 – EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL EM FUNÇÃO

DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA OS VÁRIOS CONCRETOS.

Embora não tenha sido constatada influência significativa do tipo de

agregado nos resultados de tração, as equações são apresentadas aqui apenas para

efeito ilustrativo. Nesta situação, pode ser adotada uma única equação para representar

os três agregados estudados. Nas equações: y é a resistência ft,sp e x, a relação a/aglom.

- calcário ⇒ y = -4,426.ln(x) + 0,3432 R2 = 0,8016

- diabásio ⇒ y = -4,152.ln(x) + 0,7499 R2 = 0,8215

- granito ⇒ y = -4,074.ln(x) + 0,6697 R2 = 0,8122

- equação (única) ⇒ y = -4,217.ln(x) + 0,5876 R2 = 0,8131

5.2.1 Relação entre a Resistência à Tração (ft,sp) e a Resistência à Compressão (fc)

De acordo com o ACI 363R-92 (2001), enquanto a relação entre

tração/compressão nos concretos convencionais situa-se na faixa de 10%, nos

concretos de resistência elevada, esta relação tende a diminuir, podendo chegar a 5%.

A Tabela 5.8 apresenta as relações obtidas, a partir dos dados experimentais,

entre a resistência à tração por compressão diametral e a resistência à compressão.

3

4

5

6

7

8

0,26 0,28 0,31 0,35a/aglom

ft,s

p (M

Pa)

Diabásio Granito Calcário


109

TABELA 5.8 – RELAÇÃO ENTRE RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSAO

DIAMETRAL E RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AXIAL (%) – 28 DIAS

RELAÇÃO ft,sp / fc (%) TIPO DE AGREGADO 0,26 0,28 0,31 0,35

CALCÁRIO 7,2 6,5 6,9 6,8

DIABÁSIO 7,5 6,7 7,5 7,3

GRANITO 6,5 5,8 6,6 6,5

MÉDIA 7,1 6,3 7,0 6,9

Nota-se que a relação ft/fc (%), ou seja, a taxa de crescimento da resistência

à tração em função da resistência à compressão dos concretos produzidos, situa-se na

faixa de 6,5 a 7,0%, estando dentro dos limites de referência encontrados na

bibliografia (ACI 363R-92, 2001).

O crescimento da resistência à tração em relação ao crescimento da

resistência à compressão, em valores absolutos, é apresentado na figura 5.12.

FIGURA 5.12 – RESISTÊNCIA À TRAÇÃO (fc,sp) X RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO (fc) PARA IDADE

DE 28 DIAS.

As curvas foram ajustadas de acordo com o modelo potencial, em

concordância com os modelos propostos na bibliografia. As equações para estimativa

da resistência à tração por compressão diametral em função da resistência à

3 4 5 6 7 8 9

70 75 80 85 90 95 100 fc (MPa)

ft,sp

(MPa

)



110

compressão, para a idade de 28 dias, são apresentadas a seguir. Da mesma maneira, as

três equações podem ser substituídas por uma única equação, uma vez que não foi

verificada a influência do tipo de agregado na resistência à tração por compressão

diametral. Onde y é a resistência ft,sp e x, a resistência fc28, sendo a equação válida para

a faixa de 70 < fc28 < 100MPa.

- calcário ⇒ y = 0,0396 . x1,1231 R2 = 0,8510

- diabásio ⇒ y = 0,1326 . x0,8619 R2 = 0,7436

- granito ⇒ y = 0,1634 . x0,7884 R2 = 0,7745

- equação (única) ⇒ y = 0,1008 . x0,9106 R2 = 0,7922

Na figura 5.13 observa-se a diferença entre a previsão da resistência à tração

por compressão diametral a partir da resistência à compressão feita por diferentes

equações propostas na bibliografia (ver item 2.7.2) e a equação obtida

experimentalmente.

FIGURA 5.13 – CORRELAÇÃO ENTRE RESISTÊNCIA À TRAÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL E

RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO POR DIFERENTES EQUAÇÕES

y = 0,1008x0,9106

3

4

5

6

7

8

60 70 80 90 100 110fc28 (MPa)

ft,s

p (M

Pa)

Tachibana Gomes NS 3473E

MC90 - CEB ACI 363R-92 Carrasquillo

Iravani Dal Molin Experimental


111

Os valores relativamente semelhantes para qualquer agregado poderiam, a

ser confirmado em pesquisas específicas, ser explicados por eventuais fissuras nos

agregados geradas na britagem, por concentrações de tensões geradas pela rugosidade

do agregado, pelos procedimentos de ensaio, dentre várias outras causas possíveis.

5.3 MÓDULO DE ELASTICIDADE

A tabela 5.9 apresenta o resumo dos resultados obtidos para módulo de

elasticidade aos 28 dias com os agregados de mineralogias diferentes (Tabelas 7 a 9,

ANEXO 2), onde cada valor representa a média de quatro corpos-de-prova ensaiados,

provenientes de duas betonadas realizadas em dias diferentes (Tabela 4.19).

TABELA 5.9 – VALORES DE MÓDULO DE ELASTICIDADE SECANTE (GPa)


IDADE (DIAS) 0,26 0,28 0,31 0,35

CALCÁRIO 28 45,4 43,5 41,2 39,9

DIABÁSIO 28 52,0 49,9 50,0 48,6

GRANITO 28 43,0 40,9 38,5 36,1


Como pode se observar, os módulos de elasticidade dos concretos de alto

desempenho são superiores aos obtidos em concretos convencionais. Os valores

variaram de 36 a 52GPa, estando coerentes com os resultados observados por alguns

pesquisadores, que relatam valores de até 55GPa (ALMEIDA, 1996; SILVA, 2000;

AÏTCIN 2000). Verifica-se, ainda, que grande parte dos resultados está em

conformidade com o intervalo de valores do ACI 363R-92 (2001), que é de 31 a

45GPa, lembrando que os valores dependem do método de ensaio utilizado.

Cabe ressaltar que os valores do módulo de elasticidade secante dos

concretos estudados correspondem à deformação produzida por uma carga de 40% da

ruptura, seguindo os procedimentos da norma brasileira NBR 8522 (1984).


112

Com base nos resultados obtidos, foi realizada uma análise de variância

(RIBEIRO e CATEN, 2001) para verificar a influência da relação a/aglom e do tipo de

agregado no módulo de elasticidade dos concretos, conforme mostra a tabela 5.10.

TABELA 5.10 – ANÁLISE DE VARIÂNCIA (ANOVA) PARA MÓDULO DE ELASTICIDADE


A/AGLOM (A) 184,01 3 61,34 15,45 2,87 SIM

AGREGADO (B) 940,70 2 470,35 118,50 3,26 SIM

(AB) 21,66 6 3,61 0,91 2,36 NÃO

ERRO 142,89 36 3,97

TOTAL 1289,27 47

NOTAS: GDL - graus de liberdade; SQ - soma quadrada; MQ = SQ/GDL – média quadrada; FCALC. – valor calculado de F; FLIM. – valor tabelado de F para nível de significância 0,05 (distribuição de Fischer); SIGNIFIC. – efeito significativo.

Como esperado, os resultados da análise de variância confirmaram o efeito

significativo da relação a/aglom e do tipo de agregado no módulo de elasticidade do

concreto, em conformidade com os resultados obtidos por DAL MOLIN (1995). A

influência do tipo de agregado graúdo é apresentada na figura 5.14.

FIGURA 5.14 – INFLUÊNCIA DO TIPO DE AGREGADO NO MÓDULO DE ELASTICIDADE DOS

CONCRETOS.

20

25

30

35

40

45

50

55

60

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37a/aglom

Ec (G

Pa)

DIABÁSIO CALCÁRIO GRANITO


113

FIGURA 5.15 – EVOLUÇÃO DO MÓDULO DE ELASTICIDADE EM FUNÇÃO DA RELAÇÃO A/AGLOM PARA

OS VÁRIOS CONCRETOS.

No gráfico da figura 5.15, as curvas foram ajustadas de acordo com o

modelo logarítmico, que apresentou a melhor aproximação com o comportamento real

das curvas. As equações para estimativa do módulo de elasticidade aos 28 dias em

função da relação a/aglom, para cada tipo de agregado, são apresentadas a seguir, onde

y é o módulo secante Ec e x, a relação a/aglom.

- calcário ⇒ y = -18,779.ln(x) + 19,748 R2 = 0,9644

- diabásio ⇒ y = -9,8634.ln(x) + 38,169 R2 = 0,8185

- granito ⇒ y = -23,291.ln(x) + 11,430 R2 = 0,9944

5.3.1 Relação entre o Módulo de Elasticidade (Ec) e a Resistência à Compressão (fc)

Sabe-se que os valores para o módulo de elasticidade do CAD, embora sejam

superiores aos dos concretos convencionais, não crescem na mesma proporção que sua

resistência à compressão. Além disto, nem sempre os concretos de maior resistência são

os que apresentam maior módulo de elasticidade. Tal fato foi verificado nos resultados

obtidos na pesquisa experimental, conforme mostra a figura 5.16.

20

25

30

35

40

45

50

55

60

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37a/aglom

Ec (G

Pa)

Diabásio Cálcario Granito


114

FIGURA 5.16 – MÓDULO DE ELASTICIDADE EC (GPa) X RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO fc (MPa)

Isto ocorre devido à importância do tipo de agregado nos resultados de

módulo de elasticidade dos concretos de alto desempenho, conforme constatada na

análise de variância. Observa-se que para uma resistência à compressão, a diferença

entre os concretos produzidos com diabásio e granito é em média 10GPa.

Por esta razão, hoje há um consenso na bibliografia (BAALBAKI et al,

1991; KHAYAT e AÏTCIN, 1993; GOMES et al., 1996; AÏTCIN, 2000), que as

equações que correlacionam simplesmente o módulo de elasticidade com a resistência

à compressão, sem levar em conta o tipo de agregado, não são adequadas para

aplicação em CAD.

Assim, segundo AÏTCIN (2000), a melhor maneira para prever o módulo de

elasticidade de CAD é determinando as correlações a partir de estudos experimentais

com os agregados a serem empregados.

Desta maneira, as curvas apresentadas na figura 5.16 foram ajustadas com o

modelo potencial, que apresentou a melhor aproximação com o comportamento real

das curvas. As equações para estimativa do módulo de elasticidade em função da

resistência à compressão aos 28 dias, para cada tipo de agregado, são apresentadas a

seguir, onde y é o módulo secante Ec e x, a resistência fc28, para a faixa de 70MPa <

fc28 < 100MPa:

20

30

40

50

60

70

70 75 80 85 90 95 100 fc (MPa)

Ec (G

Pa)



115

- calcário ⇒ y = 2522 . x0,64 R2 = 0,9890

- diabásio ⇒ y = 18164 . x0,23 R2 = 0,6914

- granito ⇒ y = 1970 . x0,67 R2 = 0,9878

A figura 5.17 apresenta a comparação entre a previsão do módulo de

elasticidade a partir da resistência à compressão feita por diferentes equações

propostas na bibliografia (ver item 2.7.3) e as equações obtidas experimentalmente.

FIGURA 5.17 – CORRELAÇÃO ENTRE O MÓDULO DE ELASTICIDADE E A RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO

POR DIFERENTES EQUAÇÕES

Conforme a figura 5.17, verifica-se que a previsão com base nas correlações

apenas entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão não conseguem

abranger os efeitos do tipo de agregado empregado. O próprio ACI 363R-92 (2001)

alerta que os desvios dos valores estimados a partir das equações empíricas são

altamente dependentes das características dos agregados graúdos.

Ainda, confirma-se que a norma NBR 6118 (1978) superestima os valores de

módulo quando empregada em concretos de alta resistência, em concordância com os

resultados de vários pesquisadores, entre eles GOMES et al. (1996).

30 35 40 45 50 55 60 65

60 70 80 90 100 110 fc28 (MPa)

Ec (G

pa))

Carrasquillo Iravani ACI 318 MC90 - CEB NBR 6118 Calixto Dal Molin Gomes EC2-92 calcário diabásio granito


116

5.4 COMPARAÇÃO COM A BIBLIOGRAFIA

As tabelas a seguir (Tabelas 5.11 e 5.12) mostram uma análise comparativa

entre os dados experimentais apresentados nesta pesquisa e os resultados obtidos por

outros pesquisadores. O objetivo desta análise é verificar se os resultados obtidos para os

concretos produzidos com os materiais da região apresentam consistência com os

resultados de estudos semelhantes em outras regiões do país.

TABELA 5.11 – COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS EXPERIMENTAIS DE CAD OBTIDOS

NA PESQUISA E POR OUTROS PESQUISADORES – CONCRETOS CONTENDO CIMENTO ARI, A/AGLOM 0,28 E SÍLICA ATIVA, AGREGADOS DIFERENTES

DAL MOLIN (1995)

ALVES (2000) RESULTADOS EXPERIMENTAIS

ENSAIO IDADE (DIAS)

Basalto Basalto Calcário Diabásio Granito

3 50,8 54,8 61,2 59,8 64,0

fc (MPa) 7 63,5 60,1 68,4 64,2 75,4

28 80,7 74,8 86,6 84,9 94,1

ft,sp (MPa) 28 6,4 5,7 5,6 5,7 5,5

Ec (Gpa) 28 36,8 - 43,5 49,9 40,9

NOTA: DAL MOLIN (1995) e ALVES (2000) utilizaram adição de 10% de sílica ativa; os concretos dos resultados experimentais contêm 8% de sílica ativa como substituição à massa de cimento.

Analisando a tabela 5.11 pode-se observar que todos os concretos produzidos

na pesquisa experimental, no geral, apresentaram desempenho ligeiramente superior

quanto à resistência à compressão e módulo de elasticidade. Desta forma, conclui-se

que os resultados aqui obtidos se apresentaram consistentes e em concordância com o

que se têm obtido em um dos mais reconhecidos núcleos de pesquisa em CAD no país.

A explicação para a consistência dos resultados deve-se à busca pela

otimização dos traços e dosagens com os materiais locais, com base nos fundamentos

contidos no trabalho de DAL MOLIN (1995) e na experiência prática sobre a

aplicação dos métodos de dosagem para CAD desenvolvida por ALVES (2000).


117

TABELA 5.12 – COMPARAÇÃO ENTRE OS RESULTADOS EXPERIMENTAIS DE CAD OBTIDOS NA PESQUISA E OS OBTIDOS POR PEREIRA NETO (1995) – CONCRETOS COM CIMENTO ARI, A/AGLOM 0,28, SÍLICA ATIVA E AGREGADOS DE MESMA MINERALOGIA

PEREIRA NETO (1995) RESULTADOS EXPERIMENTAIS TIPO DE AGREGADO fc

(MPa) ft,sp

(MPa) ft,sp/fc

(%) Ec

(GPa)

fc (MPa)

ft,sp (MPa)

ft,sp/fc (%)

Ec (GPa)

CALCÁRIO 79,86 5,9 7,4 38,9 86,6 5,6 6,5 43,5

DIABÁSIO 93,63 6,5 6,9 37,5 84,9 5,7 6,7 49,9

GRANITO 86,32 5,0 5,8 33,2 94,1 5,5 5,8 40,9

NOTA: PEREIRA NETO (1995) utilizou materiais da região de São Paulo (SP); nos resultados experimentais foram utilizados materiais da região de Curitiba (PR).

Comparando os valores da tabela 5.12, observa-se que os concretos

produzidos com agregados de mesma mineralogia não apresentaram o mesmo

desempenho em cada propriedade ensaiada. Estes resultados levam à conclusão que

além da mineralogia é preciso investigar a qualidade do agregado, pois podem existir

diferenças significativas entre agregados de mesma mineralogia mas de procedências

diferentes. No geral, os resultados experimentais apresentaram-se coerentes e

compatíveis com os obtidos na bibliografia citada.

Por fim, como este trabalho investigou os agregados mais freqüentemente

utilizados e que se mostram adequados à utilização de CAD, pesquisas devem

continuar para o mapeamento da capacidade dos demais agregados para execução de

CAD, de modo a fornecer um panorama mais amplo às futuras aplicações da técnica.

5.5 CONSUMO DE MATERIAIS POR M³ DE CONCRETO

A seguir serão feitas algumas considerações sobre o consumo de materiais e

o custo dos concretos produzidos na pesquisa experimental.

Primeiramente, cabe lembrar que todos os concretos foram produzidos com

consumos similares de materiais, uma vez que a quantidade de agregado graúdo (em

massa) foi mantida constante para os concretos com mesma relação a/aglom e as

pequenas variações no traço são decorrentes das diferenças entre as massas específicas


118

dos agregados. Desta forma, optou-se por realizar a comparação de custos apenas com

os concretos produzidos com granito, uma vez que apresentaram as maiores

resistências.

Esta análise estará focada no custo básico dos materiais, pois se considera

que o processo de fabricação do CAD em central de concreto não agrega valores

substancialmente maiores que o concreto convencional a longo prazo, já que são

necessários apenas pequenos ajustes de silos e na mistura. Pela necessidade de rigor no

controle e cura, há possivelmente acréscimos de custo provavelmente pouco

significativos, que deverão ser objeto de pesquisa específica. Para efeito de

fornecimento de uma primeira aproximação, visando contribuir à comunidade técnica

local com subsídios para início da absorção das vantagens da técnica do CAD, uma

análise comparativa baseada no custo dos materiais é uma ferramenta útil e

complementar aos estudos de parâmetros mecânicos.

A tabela 5.13 apresenta o consumo de material por m³ de concreto para os

quatro traços produzidos com granito.

TABELA 5.13 – CONSUMO DE MATERIAL POR M³ DE CONCRETO, EM KG

CONSUMO DE MATERIAIS (KG) TRAÇO A/AGLOM fc

(MPa) CIMENTO SÍLICA(1) AREIA BRITA ÁGUA ADITIVO

1:5,2 0,35 77,7 362 31 839 1053 138 12,38

1:4,5 0,31 83,6 409 35 796 1055 137 13,92

1:4,0 0,28 94,1 455 39 745 1059 138 15,71

1:3,6 0,26 99,2 486 42 722 1052 137 19,52

NOTA: (1) nos concretos foi utilizada sílica ativa em substituição a 8% da massa de cimento.

O consumo de cimento por m³ de concreto variou de 362 kg/m³ a 486 kg/m³,

para resistências entre 77,7MPa e 99,2MPa. Este consumo máximo de 486 kg/m³ está

dentro dos padrões recomendados para concretos de alto desempenho, tanto do ponto

de vista técnico quanto econômico. Ainda, as resistências médias obtidas para cada

traço foram maiores que os níveis de resistência estimados inicialmente (Tabela 4.1).


119

A figura 5.18 mostra o consumo de cimento para os diversos traços de

concreto produzidos com granito.

FIGURA 5.18 – CONSUMO DE CIMENTO POR M³ DOS DIVERSOS TRAÇOS COM GRANITO

Cabe ressaltar que a otimização das dosagens levou à produção de concretos

com resistência medida em corpo-de-prova de 102,7MPa e média de 99,2MPa, com

consumo máximo de apenas 486 kg/m³ de cimento e 31 kg/m³ de sílica ativa, abaixo

do patamar de 500 kg/m³. Isto contribui significativamente para a diminuição dos

problemas de ordem técnica, como fissuras de retração hidráulica e de calor de

hidratação, bem como na economia alcançada pela redução do custo do concreto, uma

vez que o cimento tem uma parcela expressiva no valor final do m³ do material. A

figura 5.19 mostra a relação resistência x consumo de cimento para estes concretos.

362 409

455 486

250

300

350

400

450

500

550

0,25 0,27 0,29 0,31 0,33 0,35 0,37 a/aglom

cim

ento

(kg/

m³)


120

FIGURA 5.19 – RELAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA E O CONSUMO DE CIMENTO PARA OS

CONCRETOS COM GRANITO.

Para a composição dos custos destes concretos (Tabela 5.14), serão

considerados os seguintes valores (com base nos preços, posto em obra, em R$

referentes a setembro de 2002 – com o dólar cotado em R$ 3,80 reais ):

Cimento CPV-ARI ⇒ R$ 0,34 / kg

Sílica ativa ⇒ R$ 1,13 / kg

Areia ⇒ R$ 19,00 / m³

Brita ⇒ R$ 18,00 / m³

Aditivo SP ⇒ R$ 4,00 / kg

TABELA 5.14 – COMPOSIÇÃO DE CUSTOS DOS MATERIAIS PARA

OS CONCRETOS COM GRANITO

TRAÇO A/AGLOM fc (MPa) CUSTO R$/M³

1:5,2 0,35 77,7 226,25

1:4,5 0,31 83,6 251,62

1:4,0 0,28 94,1 277,39

1:3,6 0,26 99,2 304,26

NOTA: a sílica ativa foi usada em substituição a 8% da massa de cimento.

486 455

362 409

250

300

350

400

450

500

550

70 75 80 85 90 95 100 105 fc (MPa)

cim

ento

(kg/

m³)


121

Nas figuras a seguir (Figura 5.20 e 5.21) são apresentados os gráficos de custo

do m³ dos concretos em função das resistências obtidas e a relação custo/benefício

expressa em R$/MPa, para os concretos de alto desempenho produzidos na pesquisa em

comparação com concretos convencionais fornecidos no mercado.

FIGURA 5.20 – CUSTO DO M³ DOS CONCRETOS CAD E CCV (R$/M³)

FIGURA 5.21 – RELAÇÃO CUSTO/BENEFÍCIO DOS CAD X CCV (R$/MPa)

Os dois concretos apresentados na figura 5.20 (fc 26,6MPa e 36,6MPa),

correspondem a fck 20MPa e 30MPa, com custo de R$126,42 e R$155,27

respectivamente. Cabe ressaltar que estes dados foram obtidos junto à concreteira,

referentes apenas aos custos das matérias primas para a composição dos mesmos.

126,42 155,27

226,25 251,62

277,39 304,26

100,00

150,00

200,00

250,00

300,00

350,00

400,00

26,6 36,6 77,7 83,6 94,1 99,2 fc (MPa)

R$

/ m³

4,75 4,24

2,91 3,01 2,95 3,07

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

26,6 36,6 77,7 83,6 94,1 99,2 fc (MPa)

R$

/ MPa


122

Percebe-se, então, que a relação custo/benefício destes concretos (4,75

R$/MPa e 4,24 R$/MPa) é maior que os apresentados pelos concretos de alto

desempenho, cujos valores estão na ordem de 3,00 R$/MPa, tornando-se atraentes do

ponto de vista econômico.

Por exemplo, comparando-se os dois concretos, de 26,6MPa e 77,7MPa,

nota-se que o aumento no custo do m³ do CAD é da ordem de 79% em relação ao

primeiro, entretanto o CAD é 2,5 vezes mais resistente e apresenta um custo/benefício

63% menor que o do concreto convencional.

Conclui-se que, embora o custo unitário do m³ do CAD seja mais caro, o

volume total a ser utilizado pode ser bem menor, considerando-se as vantagens

devidas a maior resistência (e menor custo/benefício), como a redução no tamanho dos

elementos estruturais, principalmente as seções transversais dos pilares, que

juntamente com a possibilidade de maiores vãos gerando áreas úteis maiores com

conseqüentes vantagens econômico-comerciais e funcionais. A outra conseqüência

desta diminuição de volume de concreto é a natural redução dos esforços nas

fundações, permitindo economia nas soluções. Sob um ponto de vista subjetivo, deve-

se lembrar que os ganhos de resistência permitem maior criatividade às soluções

estruturais, gerando condições para que arquitetos, engenheiros de estruturas e

fundações criem alternativas funcionais e estéticas novas, além de permitir a

oportunidade de serem empregados sistemas construtivos mais rápidos. E por fim, não

apenas pela elevação da resistência, mas principalmente pelo aumento de durabilidade,

o CAD se mostra o material mais apropriado para garantir uma maior vida útil às

estruturas.


123

6. CONSIDERAÇÕES FINAIS

Este trabalho teve como objetivo principal produzir concretos de alto

desempenho com os agregados graúdos comumente empregados na Região

Metropolitana de Curitiba, na forma em que se encontram disponíveis no mercado.

Para isto, foram estudadas algumas propriedades mecânicas destes concretos:

resistência à compressão axial, resistência à tração por compressão diametral e módulo

de elasticidade, com maior ênfase na primeira, por se tratar de uma propriedade

fundamental do concreto a partir da qual as demais podem ser correlacionadas.

Procurou-se, ainda, avaliar o potencial dos agregados graúdos selecionados,

quanto ao desempenho na resistência à compressão do CAD, bem como investigar a

influência da mineralogia desses materiais nas propriedades mecânicas do CAD.

Com base nos resultados obtidos neste trabalho, procurou-se estabelecer

correlações entre as propriedades mecânicas estudas, com o objetivo de fornecer aos

engenheiros e projetistas subsídios para o cálculo e produção de CAD em futuras

obras na Região Metropolitana de Curitiba.

As conclusões apresentadas a seguir, embora não devam ser tomadas de

maneira absoluta, pois se referem apenas aos dados obtidos dos concretos produzidos

com os agregados investigados neste trabalho, servem como base um melhor

conhecimento do comportamento dos CAD produzidos com os materiais regionais.


124

6.1 CONCLUSÕES

Considerando as condições de ensaio, a metodologia utilizada, os resultados

obtidos nos ensaios mecânicos e os dados das análises estatísticas, pode-se chegar às

seguintes conclusões:

• É possível produzir concretos de alto desempenho com os materiais locais de

Curitiba, utilizando-os da maneira em que são fornecidos, sem a necessidade

de promover alterações em suas características iniciais.

• Os três agregados graúdos investigados (calcário, diabásio e granito)

mostraram-se adequados para produção de concretos de alto desempenho

com resistências na faixa de 85 MPa.

• O melhor desempenho foi obtido com o granito (Dmáx = 25mm), atingindo

resistências da ordem de 100 MPa; sendo, portanto, o agregado recomendado

para uso em concretos de alto desempenho.

• O método de dosagem mostrou-se adequado e de fácil aplicação para

produção de CAD, possibilitando a otimização das dosagens em função de

menores consumos de cimento, conforme constatado por ALVES (2000).

• O consumo de cimento variou de 362 a 486 kg por m³, para resistências

médias no intervalo de 70 a 100 MPa, estando abaixo do limite de 500 kg/m³

recomendado pela bibliografia.

• Quanto à influência dos agregados nas propriedades mecânicas do CAD, foi

comprovado estatisticamente que o tipo de agregado exerce influência

significativa tanto na resistência à compressão como no módulo de

elasticidade. Entretanto, não foi comprovada a influência dos agregados na

resistência a tração por compressão diametral.

• Quanto à resistência à compressão, cabe destacar que não foram constatadas

diferenças significativas entre os concretos com calcário e diabásio para baixas

idades. Somente a partir dos 28 dias a diferença passa a ser significativa.


125

• Foi comprovado estatisticamente, que para relações a/aglom < 0,35, o tipo de

agregado passa a não ter efeito significativo na resistência à compressão,

indo de acordo com os raciocínios já estabelecidos para concreto

convencional.

• A evolução do crescimento da resistência apresentou comportamento muito

próximo para os três agregados. A relação fc/fc28 foi em média 0,69 (3 dias)

e 0,81 (7 dias).

• Quanto à resistência à tração por compressão diametral, estatisticamente não

há diferença significativa entre os resultados obtidos com os diferentes

agregados para relações a/aglom > 0,26.

• A relação ft,sp/fc para a idade de 28 dias manteve-se na faixa de 6,5 a 7,0%,

dentro dos limites encontrados na bibliografia.

• Quanto ao módulo de elasticidade dos concretos estudados, estes

apresentaram valores superiores aos comumente obtidos em concretos

convencionais, da ordem de 36 a 52 GPa, comprovando a grande influência

do tipo de agregado nesta propriedade.

• Constatou-se que o concreto produzido com granito apresentou as maiores

resistências à compressão e, entretanto, os menores valores de módulo de

elasticidade. A situação inversa foi verificada com o diabásio (menor

resistência à compressão e maior módulo de elasticidade).

• Confirma-se, portanto, que o uso de equações para cálculo do Ec a partir de

fc não é apropriado para estimativa do módulo de elasticidade no CAD,

sendo recomendada a determinação do seu valor através de ensaio, em

concordância com os resultados obtidos por outros pesquisadores.

• Em resumo, os resultados obtidos nos ensaios desta pesquisa apresentaram-se

compatíveis e consistentes com os valores encontrados na bibliografia.

• Por fim, com relação a custos, embora o custo unitário do m³ do CAD seja

mais caro que do concreto convencional, o volume total a ser utilizado pode


126

ser bem menor, considerando-se sua maior resistência e menor relação

custo/benefício (R$/MPa), com conseqüentes vantagens econômico-

comerciais e funcionais.

6.2 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS

• Investigar as propriedades relacionadas à durabilidade, principalmente

quanto à reação álcali-agregado, ataque por sulfatos, penetração de íons

cloretos e carbonatação, para os concretos de alto desempenho produzidos

com os mesmos materiais.

• Produzir concretos com outros tipos de agregados graúdos, disponíveis na

região de Curitiba, de forma a mapear a capacidade dos agregados locais para

utilização em CAD, fornecendo um panorama mais amplo às futuras

aplicações.

• Estudar o emprego de aditivos superplastificantes à base de polímeros e/ou o

uso combinado de um aditivo plastificante e um superplastificante no CAD,

de modo a verificar a viabilidade técnica e econômica destas soluções,

comparando com os resultados obtidos nos concretos produzidos.

• Estudar a influência da granulometria dos agregados graúdos nas

propriedades do CAD, para as relações água/aglomerante aqui utilizadas,

verificando-se principalmente a resistência máxima desses concretos em

função da alteração na dimensão máxima dos agregados em comparação com

os resultados aqui encontrados.

• Estudar a aplicação de outros métodos de dosagem para CAD, empregando-

se os mesmos materiais, e comparar com o método de dosagem utilizado na

pesquisa.


127

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

ADDIS, B. J.; ALEXANDER, M. G. A method of proportioning trial mixes for high-strength concrete. ACI-SP-121, 1990. p. 287-308.

AGNESINI, M. V. C.; SILVA, L. F. Dosagem de microconcretos e concretos de elevado desempenho – estudo de caso. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1st., 1996, Florianópolis. Anais... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 167-177.

AÏTCIN, P. C.; NEVILLE, A. 120 MPa sem mistério. Revista Téchne, São Paulo, v. 3, n. 19, p. 29-33, nov/dez. 1995.

AÏTCIN, P. -C. Concreto de Alto Desempenho. Trad. Geraldo G. Serra. São Paulo, ed. PINI, 2000, p. 667.

AÏTCIN, P.-C.; MEHTA, P. K., Effect of coarse-aggregate characteristics on mechanical properties of high-strength concrete, ACI Materials Journal, v. 87, n. 2, p. 103-107, Mar./Apr. 1990.

AÏTCIN, P. -C.; JOLICOEUR, C.; MACGREGOR, J. G. Superplasticizers: how they work and why they occasionally don´t. Concrete International, v. 16, n. 5, p. 45-52, May, 1994.

AÏTCIN, P. -C.; SARKAR, S. L.; YAYA, D., Microstructural study of different types of very high-strength concrete, In: MRS SYMPOSIUM, Pittsburgh. Proceedings… Pittsburgh, 1987, v. 85, p. 261-272.

ALEXANDER, M. G. Aggregates and the deformation properties of concrete. ACI Materials Journal, v. 93, n. 6, p. 569-577, Nov./Dec. 1996.

ALMEIDA, I. R. Estudos e pesquisas sobre concreto de alto desempenho realizados no Brasil. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1st., 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996a. p. 82-93.

ALMEIDA, I. R. A influência da microssílica e do superplastificante na durabilidade dos concretos. In: Seminário O Concreto – A utilização da sílica ativa em sua composição, 1., Rio de Janeiro, Fevereiro, 1996b.

ALMEIDA, I. R. Betões de alta resistência e durabilidade: composição e características. Lisboa, 1990. 740 p. Tese (Doutorado em Enhgenharia Civil) - Universidade Técnica de Lisboa.

ALMEIDA, I. R.; GONÇALVES, J. R. A.; SHEHATA, I. C. Exemplos de obras em concreto de alta resistência realizadas no Brasil. In: CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO – REIBRAC/IBRACON, 37., 1995, Goiânia. Anais... Goiânia, v. 2, 1995. p. 435-450.

ALMEIDA, I. R. Influência dos agregados na qualidade dos concretos de alto desempenho. Revista Ibracon, Rio de Janeiro, ano IV, n. 9, ago./set. 1994.

ALVES, M. F. Estudo comparativo de métodos de dosagem para concretos de alta resistência. Porto Alegre, 2000. 137 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) - Escola de Engenharia, Universidade Federal do Rio Grande do Sul.


128

AMARAL FILHO, E. Comentários sobre agregados para CAD. CD-ROM: Concreto de Alto Desempenho, versão 1.0. Produzido por NUTAU/USP. 1997.

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committe 209. Prediction of creep, shrinkage and temperature effects in concrete structures, ACI 209R-92 (Reapproved 1997). ACI Manual of Practice 2001. ACI, Detroit (USA), 2001. 47 p.

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committe 211. Standard practice for selecting proportions for normal, heavy-weight, and mass concrete. ACI 211.1-91 (Reapproved 1997). ACI Manual of Concrete Practice 2001. ACI, Detroit (USA), 2001. 38 p.

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committee 212. Chemical admixtures for concrete, ACI 212.3R-91 (Reapproved 1997). ACI Manual of Concrete Practice 2001. ACI, Detroit (USA), 2001. 31 p.

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committee 318. Building code for structural concrete, ACI 318-99. ACI Manual of Concrete Practice 2001. ACI, Detroit (USA), 2001. 392 p.

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committe 363. Guide to quality control and testing of high-strength concrete, ACI 363.2R-98, ACI Manual of Practice 2001. ACI, Detroit (USA), 2001. 18 p.

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committee 363. State-of-the-art report on high-strength concrete, ACI 363R-92 (Reapproved 1997). ACI Manual of Concrete Practice 2001. ACI, Detroit (USA), 2001. 55 p.

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committee 234. Guide for the use of silica fume in concrete, ACI 234R-96. ACI Manual of Concrete Practice 2001. ACI, Detroit (USA), 2001. 51 p.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE CIMENTO PORTLAND. Manual de Ensaios de: agregados, concreto fresco e concreto endurecido. São Paulo, 1998.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. Projeto de Revisão NBR 6118: Projeto de Estruturas de Concreto. Rio de Janeiro, 2000.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6118: Projeto e Execução de Obras de Concreto Armado. Rio de Janeiro, 1978.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7217: Agregado – determinação da composição granulométrica. Rio de Janeiro, 1987.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7810: Agregado em estado compactado e seco – determinaão da massa unitária. Rio de Janeiro, 1983.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7251: Agregado em estado solto – determinação da massa unitária. Rio de Janeiro, 1982.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7809: Agregado graúdo – determinação do índice de forma pelo método do paquímetro. Rio de Janeiro, 1982.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 9777: Agregados – determinação da absorção de água em agregados miúdos. Rio de Janeiro, 1987.


129

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 9937: Agregados – determinação da absorção e da massa específica para agregado graúdo. Rio de Janeiro, 1987.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 9776: Agregados – determinação da massa específica de agregados miúdos por meio do Frasco de Chapman. Rio de Janeiro, 1987.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7211: Agregados para concreto. Rio de Janeiro, 1983.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7222: Argamassas e concretos – determinação da resistência à tração por compressão diametral de corpos-de-prova cilíndricos. Rio de Janeiro, 1994.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 5733: Cimento Portland de alta resistência inicial. Rio de Janeiro, 1991.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 8522: Concreto – determinação do módulo de deformação estática e diagrama tensão deformação. Rio de Janeiro, 1984.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 8953: Concretos para fins estruturais – classificação por grupos de resistência. Rio de Janeiro, 1992.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 12654: Controle tecnológico de materiais componentes do concreto. Rio de Janeiro, 1992.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 5739: Ensaio de compressão de corpos-de-prova cilíndricos de concreto. Rio de Janeiro, 1994.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6465: Agregados – determinação da abrasão Los Angeles. Rio de Janeiro, 1984.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7218: Agregados – determinação do teor de argila em torrões e materiais friáveis. Rio de Janeiro, 1987.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7682: Calda de cimento para injeção – determinação do índice de fluidez . Rio de Janeiro, 1983.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7225: Materiais de Pedra e Agregados Naturais. Rio de Janeiro, 1993.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 13957: Sílica ativa para uso em cimento Portland, concreto, argamassa e pasta de cimento Portland – Métodos de ensaio. Rio de Janeiro, 1997.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 9833: Concreto fresco – determinação da massa específica e teor de ar pelo método gravimétrico. Rio de Janeiro, 1987.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR NM-67: Concreto fresco – determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone. Rio de Janeiro, 1998.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR NM-47: Concreto fresco – determinação do teor de ar no concreto fresco – Método de ensaio. Rio de Janeiro, 1998.


130

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7219: Agregados – determinação do teor de materiais pulverulentos. Rio de Janeiro, 1987.

BAALBAKI, W.; AÏTCIN, P-C.; BALLIVY, G. On predicting modulus of elasticity in high-strength concrete. ACI Materials Journal, Detroit, v. 89, n. 5, p. 517-520, Sept./Oct. 1992.

BAALBAKI, W. et al. Influence of coarse aggregate on elastic properties of high-performance concrete, ACI Materials Journal, Detroit, v. 88, n. 5, p. 499-503, Sept./Oct. 1991.

BARATA, M. S. Concreto de alto desempenho no estado do Pará: Estudo de viabilidade técnica e econômica de produção de concreto de alto desempenho com os materiais disponíveis em Belém e através do emprego de adições de sílica ativa e metacaulim. Porto Alegre, 1998. 153 p. Dissertação ( Mestrado em Engenharia Civil) - Escola de Engenharia, Universidade Federal do Rio Grande do Sul.

BAYASI, Z.; Zhou, J. Properties of sílica fume concrete and mortar. ACI Materials Journal, Detroit, v. 90, n. 4, p. 349-356, July/Aug. 1993.

BHARATKUMAR. B. H. et al. Mix proportioning of high performance concrete. Cement e Concrete Composites, v. 23, p. 71-80. 2001.

BIZ, C. E.; PAULON, V. A.; PINTO JUNIOR, N. O concreto de pós reativos: eficiência de aditivos e utilização do cone de “minislump” e cone de Marsh como forma de avaliação da trabalhabilidade. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE CONCRETO, REIBRAC/IBRACON, 42., Fortaleza. Anais... Fortaleza, CE, 2000.

BOULAY, C.; DE LARRARD, F. A new capping system for testing cylinders: the sand box. Concrete International, v. 14, n. 4, p. 63-66. April. 1996.

CALIXTO, J. M.; FLOR, J. M.; FERRARI, A A . Propriedades mecânicas do concreto de alto desempenho fabricado com diversos materiais. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, 1st., Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 15-26.

CAMPOS, F. G. V. Ações decisórias em engenharia estrutural com enfoque na viabilidade do concreto e projetos de alto desempenho. Trabalho 1-1-02, 9 p. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE CONCRETO – REIBRAC/IBRACON, 41., Salvador. Anais... Salvador, v. 1, 1999.

CARRASQUILLO, P. M.; CARRASQUILLO, R. L. Evaluation of the use of current concrete practice in the production of high-strength concrete. ACI Materials Journal, Detroit, p. 49-54, Jan./Feb. 1988.

CARRASQUILLO, P. M.; NILSON, A. H.; SLATE, F. O. Properties of high strength concrete subject to short-term loads. ACI Materials Journal, Detroit, v. 78, n. 3, p. 171-181, May-June. 1981.

CASSA, J. C. et al. Avaliação da compatibilidade físico-química entre cimento e aditivo superplastificante. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE CONCRETO – REIBRAC/IBRACON, 41., Salvador. Anais... Salvador, v. 1, 1999.

CEB/FIP Report. “High-strength concrete – State of the art report”, SR90/1, Bulletin d’Information, n. 197, August, 1990.


131

CEB-FIP Model Code 1990. Bulletin d’information, n. 203-205, July, 1991.

CETIN, A; CARRASQUILLO, R. L. High-performance concrete: influence of coarse aggregates on mechanical properties. ACI Materials Journal, Detroit, v. 95, n. 3, pp. 252-261, May/June. 1998.

CHANG, T-P.; SU, N-K. Estimation of coarse aggregate strength in high-strength concrete. ACI Materials Journal, Detroit, v. 93, n. 1, p. 3-9, Jan./Feb. 1996.

COLLEPARDI, S. et al. Mechanisms of actions of different superplasticizers for high-performance concrete. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 2nd., Gramado. Proceedings, Gramado, RS, 1999, p. 503-523.

CREMONINI, R. A. et al. Desenvolvimento de um método de dosagem de concretos de alta resistência com baixo consumo de cimento. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE CONCRETO – REIBRAC/IBRACON, 43., Foz do Iguaçu. Anais... Foz do Iguaçu, PR. 2001. 16 p.

DAL MOLIN, D. C. C. Contribuição ao estudo das propriedades mecânicas dos concretos de alta resistência com e sem adições de microssílica. São Paulo, 1995. 286 p. Tese (Doutorado em Engenharia Civil) - Escola Politécnica da Universidade de São Paulo.

DAL MOLIN, D. C. C.; MONTEIRO, P. J. M. Estudo do módulo de deformação dos concretos de alta resistência com e sem adições de sílica ativa. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 213-225.

DAL MOLIN, D. C. C.; WOLF, J. Viabilidade técnico-econômica da utilização de concretos de alta resistência em edifícios altos. In: Ciclo de Palestras sobre novas tendências de aumento da resistência do concreto. CB-18. ABNT. Porto Alegre, Abril. 1991.

DAL MOLIN, D. C.; VIEIRA, F. M. P.; WOLF, J. Concreto de alta resistência. CD-ROM: Concreto de Alto Desempenho, versão 1.0. Produzido por NUTAU/USP.1997.

DAY, K. W. Computer Control of Concrete Proportions. Concrete International, p. 48-53. December, 1996.

DE LARRARD, F. A method for proportioning high-strength concrete mixtures. Cement, Concrete and Aggregates, v. 12, n. 1, p. 47-52, Summer, 1990.

DE LARRARD, F.; BELLOC, A. Are small aggregates really better for making high-strength concrete? Cement, Concrete and Aggregates, v. 14, n. 1, p. 62-63, Summer, 1992.

DE LARRARD, F.; BELLOC, A. The influence of aggregate on the compressive strength of normal and high-strength concrete. ACI Materials Journal, Detroit, v. 94, n. 5, p. 417-426, Sept./Oct. 1997.

DE LARRARD, F.; MALIER, Y. Engineering properties of very high performance concrete. IN: MALIER, Y. (ed.) High performance concrete – from material to structure. London, E & FN Spon, p. 85-114, 1992.

DE LARRARD, F.; SEDRAN, T. Computer-aided mix design: predicting final results. Concrete International, p. 39-41, December, 1996.


132

DE LARRARD, F.; SEDRAN, T. Optimization of ultra-high-performance concrete by the use of a packing model. Cement e Concrete Research, v. 24, n. 6, p. 997-1009, 1994.

DEHUAI, W.; ZHAOYUAN, C.; WEIZU, Q. Computerized mix proportioning for HPC. Concrete International, v. 19, n. 9, p. 42-45, September, 1997.

DOMONE, L. J.; SOUTSOS, M. N. An approach to the proportioning of high-strength concrete mixes. Concrete International, v. 16, n. 10, p. 26-31, October, 1994.

DUVAL, R.; KADRI, E. H. Influence of sílica fume on the workability and the compressive strength of high-performance concretes. Cement and Concrete Research, v. 28, n. 4, p. 533-547, 1998.

FERRARIS, C. F.; OBLA, K. H.; HILL, R. The influence of mineral admixtures on the reology of cement past and concrete, Cement and Concrete Research, v. 31, p. 245-255, 2001.

FERRARIS, C. F.; LOBO, C. L. Processing of HPC. Concrete International, v. 20, n. 4, p. 61-64, April, 1998.

FONSECA SILVA, E.; RIBAS SILVA, M; OLIVEIRA, M. O. F. Influência da lavagem dos agregados na qualidade de concretos de alto desempenho. In: ENCONTRO NACIONAL DE TECNOLOGIA DO AMBIENTE CONSTRUÍDO – ENTAC, VII, Florianópolis, Anais… Florianópolis, SC, 1998.

GAGNÉ, R.; BOISVERT, A.; PIGEON, M. Effect of superplasticizer dosage on mechanical properties, permeability, and freeze-thaw durability of high-strength concretes with and without silica fume. ACI Materials Journal, Detroit, v. 93, n. 2, p. 111-120, Mar./Apr. 1996.

GANJU, T. N. Spreadsheeting mix designs. Concrete International, p. 35-38, December, 1996.

GAVA, G. P. et al. Concreto de normal e alta resistência – definição do teor de aditivo redutor de água e dosagem para materiais da região oeste do Paraná. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE CONCRETO – REIBRAC/IBRACON, 43., Foz do Iguaçu. Anais... Foz do Iguaçu, PR. 2001.

GIACCIO, G.; ZERBINO, R. Effect of aggregate type on the behavior of high strength concrete. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 52-60.

GIAMMUSSO, S. E. Reologia do Concreto (2ª Parte). Revista A Construção Região Sul, São Paulo, n. 244, p. 27-30, fev. 1989.

GJORV, O E.; MONTEIRO, P. J. M.; MEHTA, P. K. Effect of condensed sílica fume on the steel-concrete bond. ACI Materials Journal, Detroit, v. 87, n. 6, p. 573-580, Nov./Dec. 1990.

GJORV, O. E. High Strength Concrete. In: V. M. MALHOTRA (ed.). Advances in concrete technology - CANMET, 2nd. edition. Ottawa. Proceedings… Ottawa, Canada, 1994. p. 19-82.

GOMES, P. C. C., SHEHATA, L. C. D., ALMEIDA, I. R. Estudo comparativo de materiais para produção de concretos de alta resistência. In: CONGRESSO BRASILEIRO


133

DO CONCRETO – REIBRAC/IBRACON, 37., 1995, Goiânia. Anais... Goiânia, v. 2, 1995. p. 401-413.

GOMES, P. C. C.; SHEHATA, L. C. D.; ALMEIDA, I. R. Resistência à tração e módulo de elasticidade de concretos de alta resistência. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 27-38.

GUTIÉRREZ, P. A.; CÁNOVAS, M. F. High-performance concrete: requirements for constituent materials and mix proportioning. ACI Materials Journal, Detroit, v. 93, n. 3, p. 233-241, 1996.

HELENE, P. R. L. Concreto de elevado desempenho: O material para construção das obras nos anos 2000. CD-ROM: Concreto de Alto Desempenho, versão 1.0. Produzido por NUTAU/USP. 1997.

INTERNATIONAL CONFERENCE ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 2nd., Gramado. Proceedings… Gramado, RS, Brazil, 1999. 793 p. (ACI Special Publication, 186).

HSU, K.-C. et al. Effect of addition time of a superplasticizer on cement adsorption and on concrete workability. Cement e Concrete Composites, v. 21, p. 425-430, 1999.

IBRACON, Revista. Rio de Janeiro: Abril-Junho, ano X, n. 29, p. 32-33, 2002.

INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. 605 p.

ISAIA, G. C. Método holístico para dosagem de concreto de alto desempenho com pozolanas pelo critério durabilidade. IN: CONGRESSO BRASILEIRO DE CIMENTO, 4., São Paulo. Anais... São Paulo, SP, v. 1, Nov. 1996. p. 329-346.

KHAYAT, K. H.; AÏTCIN, P. -C. Silica fume in concrete – an overview. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON FLY ASH, SILICA FUME, SLAG, AND NATURAL POZZOLANS IN CONCRETE, 4th., Istanbul. Proceedings… Istambul, Turkey, 1992. Detroit: American Concrete Institute, v. 2, p. 835-872. 1993. (ACI Special Publication, 132).

LACHEMI, M. et al. Long-term performance of silica fume concretes. Concrete International, v. 20, n. 1, p. 59-65, January, 1998.

LOPES, A N. M. Avaliação comparativa de concretos com e sem sílica ativa para resistências entre 50 e 65 MPa. Brasília, 1999. 170 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) - Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Brasília.

MAILVAGANAM, N. P. Admixture compatibility in special concretes. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 2nd., Gramado. Proceedings… Gramado, RS, Brazil, 1999. p. 615-634.

MALHOTRA, V. M. Fly ash, slag, sílica fume, and rice-husk Ash in Concrete: A Review. Concrete International, p. 23-28, April, 1993.


134

MALHOTRA, V. M. Innovative aplications of superplasticizers for producing high-performance concrete. Trabalho 131. 19 p. In: Congresso Brasileiro do Concreto - REIBRAC/IBRACON, 40., Rio de Janeiro. Anais… Rio de Janeiro, RJ, 1998.

MALHOTRA, V. M.; CARETTE, G. G. Silica fume concrete – properties, applications, and limitations. Concrete International, v.5, n. 5, p. 40-46, May, 1983.

MALHOTRA, V. M. et al. Long-term mechanical properties and durability Characteristics of high-strength/high-performance concrete incorporating supplementary cementing materials under outdoor exposure conditions. ACI Materials Journal, p. 518-525, Sept./Oct. 2000.

MALIER, Y. The french approach to using HPC. Concrete International, p. 28-3, July, 1991.

MANGAT, P. S.; KHATIB, J. M. Influence of fly ash, silica fume, and slag on sulfate resistance of concrete. ACI Materials Journal, Detroit, v. 92, n. 5, p. 542-552, Sept./Oct. 1995.

MEHTA, P. K Advancements in concrete technology. Concrete International, p. 69-76, Jun. 1999.

MEHTA, P. K. High-performance concrete technology for the future. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 1-14.

MEHTA, P. K., Aïtcin, P. -C. Microstructural basis of selection of materials and mix proportions for high-strength concrete. In: HIGH-STRENGTH CONCRETE INTERNATIONAL SYMPOSIUM, 2nd., ACI SP-121. Proceedings… 1990a, p. 265-286.

MEHTA, P. K., Aïtcin, P. -C. Principles underlying production for high strength performance concrete. Cement, Concrete e Aggregates, v. 12, n. 2, p. 70-78, 1990b.

MEHTA, P. K., Monteiro, P. J. M. Concreto: estrutura, propriedades e materiais. 1. ed., PINI, 1994. p. 573.

MENDONÇA, A F. Concepção estrutural e concreto de alta resistência – fatores relevantes no projeto estrutural de edifícios. Trabalho-80, 5 p. In: Congresso Brasileiro do Concreto - REIBRAC/IBRACON, 40., Rio de Janeiro. Anais… Rio de Janeiro, RJ, 1998.

MIRZA, S. A ; Johnson, C. D. Compressive strength testing of HPC cylinders using confined caps. Construction and Building Materials, v. 10, n. 8, p. 589-595,1996.

MOKHTARZADEH, A ; French, C. Mechanical properties of high-strength concrete with consideration for precast applications. ACI Materials Journal, Detroit, v. 97, n. 2, p. 136-147, Mar./Apr. 2000.

MONTEIRO, P. J. M.; MEHTA, P. K., Interaction between carbonate rock and cement paste, Cement and Concrete Research, v. 16, n. 2, p. 127-134, Mar. 1986.

MONTGOMERY, D. C. Design and Analysis of Experiments. 3rd. ed. John Wiley & Sons, Inc. 1991. 649 p.

MORENO, J. High-Performance concrete: economic considerations. Concrete International, v. 20, n. 3, p. 68-70, March, 1998.


135

NAWY, E. G. Fundamentals of High Strengh High Performance Concrete. London: Longman Group Limited, 1996. 340 p.

NEVILLE, A . M. Propriedades do Concreto. trad. Salvador E. Giammusso, São Paulo, ed. PINI, 1997a.

NEVILLE, A. M. Aggregate bond and modulus of elasticity of concrete. ACI Materials Journal, Detroit, v. 94, n. 1, p. 71-74, Jan./Feb. 1997b.

NOGUEIRA, J. R. G. Análise das propriedades mecânicas de concretos de alto desempenho, com utilização de materiais da região de Curitiba. Curitiba, 2000. 32 p. Monografia (Especialização em Engenharia Civil) – Universidade Federal do Paraná.

NORWEGIAN STANDARD. NS 3473 E: Concrete structures: design rules. 4ed. Oslo, Norway, 1992.

O’REILLY DÍAZ, V. Método de dosagem de concreto de elevado desempenho. São Paulo: PINI, 1998.

PAULON, V. A . Estudos da microestrutura da zona de transição entre a pasta de cimento e o agregado. São Paulo, 1991. Tese (Doutorado em Engenharia Civil) – Escola Politécnica da Universidade de São Paulo.

PAULON, V. A . A interface entre a pasta de cimento e agregado: influência na durabilidade dos concretos. Revista Téchne, n. 25, Nov/Dez, 1996.

PAULON, V. A.; IBRAIM, F. L. O efeito de adições na obtenção de concretos de alta resistência. In: Congresso Brasileiro do Concreto – REIBRAC/IBRACON, 37., 1995, Goiânia. Anais... Goiânia, v. 2, 1995. p. 493-506.

PAZ, M. A. S. Caracterização dos agregados graúdos da grande Florianópolis e sua utilização em concretos de alta resistência. Florianópolis, 1998. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) – Universidade Federal de Santa Catarina.

PAZ, M. A. S.; PRUDÊNCIO JUNIOR, L. R. A influência dos agregados graúdos no consumo de aglomerantes e na resistência à compressão dos concretos de alta resistência. In: Encontro Nacional de Tecnologia do Ambiente Construído – ENTAC, VII, Florianópolis, Anais… Florianópolis, SC, 1998. p. 149-155.

PEREIRA NETO, P. M. O efeito do agregado graúdo em algumas propriedades do concreto de alta resistência com microssílica. São Paulo, 1994. 173 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) - Escola Politécnica, Universidade de São Paulo.

POPOVICS, S.; POPOVICS, J. S. Novel aspects in computerization of concrete proportioning. Concrete International, p. 54-58, December, 1996.

RIBEIRO, J. L. D.; CATEN, C. T. Projeto de experimentos. Porto Alegre: FEENG/UFRGS, 2001. 128 p.

SCISLEWSKI, Z. WOJTOWICZ, M. The influence of silica fume on durability of concrete and reinforced concrete. Durability of Building Materials and Components 7, v. 1, Ed. C. Sjostrom, Published by E e FN Spon, London, UK, 1996.

SILVA FILHO, A F. da. Emprego de concreto de elevado desempenho na Bahia – um relato histórico: início, estágio atual, perspectivas. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY


136

OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 118-125.

SILVA, E. F. Concreto de alto desempenho: aplicação pioneira em Brasília - Brasil. In: INTERNATIONAL CONGRESS ON HIGH-PERFORMANCE CONCRETE, AND PERFORMANCE AND QUALITY OF CONCRETE STRUCTURES, 1996, Florianópolis. Proceedings... Florianópolis, SC, Jun. 1996. p. 94-105.

SILVA, I. J. Contribuição ao estudo dos concretos de elevado desempenho com adição de sílica ativa: propriedades mecânicas, durabilidade e características da microestrutura. São Paulo, 2000. 266 p. Tese (Doutorado em Engenharia Civil) - Escola de Engenharia de São Carlos – Universidade de São Paulo.

SPONHOLZ, I.; PRUDÊNCIO JR, L. R.; STEIL, R. Estudo comparativo de diferentes metodologias para a seleção de aditivos redutores de água para o concreto de alto desempenho. Trabalho 15. In: Congresso Brasileiro do Concreto - REIBRAC/IBRACON, 40., Rio de Janeiro. Anais… Rio de Janeiro, RJ, 1998.

SWAMY, R. N.; BOUKINI, A . Some enginneering properties of slag concrete as influenced by mix proportioning and curing. ACI Materials Journal, Detroit, v. 87, n. 3, p. 210-220, May/Jun, 1990.

TAGNIT-HAMOU, A.; AÏTCIN, P.-C. Cement and superplasticizer compatibility. World of Cement, London, v. 24, n. 8, p. 38-42, Aug. 1993.

TAYLOR, M. R.; LYDON, F. D.; BARR, B. I. G. Mix proportions for high strength concrete. Construction and Building Materials, v. 10, n. 6, p. 445-450, 1996.

TÉCHNE, Revsta. São Paulo, ed. PINI, n. 63, p. 36-43, junho, 2002.

TORALLES CARBONARI, B. M. Estudio paramétrico de variables y componentes relativos a la dosificación y produción de hormigones de altas prestaciones. Barcelona, 1996. 174p.Tese (Doutorado em Engenharia Civil) – Universidade Politècnica de Catalunya.

TORALLES CARBONARI, B. M.; GETTU, R.; AGULLÓ, L. Produção e controle de concretos de alto desempenho e alta resistência: alguns aspectos relevantes. In: ENCONTRO NACIONAL DE TECNOLOGIA DO AMBIENTE CONSTRUÍDO – ENTAC, VII, Florianópolis, Anais… Florianópolis, SC, 1998. p. 55-62.

UCHIKAWA, H.; SAWAKI, D.; HANERAHA, S. Influence of kind and addition timing of organic admixture on the composition structure and property of fresh cement paste. Cement and Concrete Research, v. 25, n.2, p. 353-364, 1995.

VIEIRA, S. R. S. S.; REGATTIERI, C. E. X. Cimento-aditivo: determinação de teores ótimos e estudos de compatibilidade. In: Jornadas Sul-Americanas de Engenharia Estrutural, XXVIII, Anais... v. 5, 1997. p. 1927-1936.

YOGENDRAN, V. et al. Silica fume in high-strength concrete. ACI Materials Journal, Detroit, v. 84, n. 2, p. 124-129, Mar./Apr. 1987.

ZAIN, M. F. M. Et al. Prediction of splitting tensile strength of high-performance concrete. Cement e Concrete Research, v. 32, p. 1251-1258. 2002.

ZHOU, F. P.; BARR, B. I. G.; LYDON, F. D. Fracture properties of high strength concrete with varying sílica fume content and aggregates. Cement e Concrete Research, v. 25, n. 3, p. 543-552. 1995.


137

ANEXOS

• ANEXO 1 – Estudos preliminares de compatibilidade cimento-aditivo

para escolha do superplastificante de melhor desempenho.

• ANEXO 2 – Resultados dos Ensaios.

• ANEXO 3 – Análise Petrográfica das Rochas.


138

ANEXO 1

ESTUDOS PRELIMINARES DE COMPATIBILIDADE CIMENTO-ADITIVO PARA

ESCOLHA DO SUPERPLASTIFICANTE DE MELHOR DESEMPENHO.

TABELA 1A - CARACTERIZAÇÃO DOS ADITIVOS SUPERPLASTIFICANTES

ADITIVOS BASE QUÍMICA PH DENSIDADE

(kg/dm3) TEOR DE

SÓLIDOS (%)

Aditivo A Naftaleno 8,6 1,19 38

Aditivo B Naftaleno 9,3 1,22 41

Aditivo C Melanina 8,0 1,13 22

Aditivo D Naftaleno 7,7 1,21 38


Ensaio de mini-slump - KANTRORelação a/c = 0,35; CP-V ARI; 8% sil.

1% de sólidos em relação massa cimento

0

50

100

150

200

250

300

10 min 30 min 60 min 90 min

Intervalo (min)

Área

de

Espa

lham

ento

(cm

²)

Aditivo A Aditivo B Aditivo C Aditivo D

Ensaio de mini-slump - KANTRORelação a/c = 0,28; cimento CP-V ARI

teores de aditivo: 1,0% - 1,5% - 2,0%

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

180

10 min 30 min 60 min 90 min

Intervalo (min)

Área

de

Espa

lham

ento

(cm

²)

A - 1% A - 1,5% A - 2% C - 1% C - 1,5% C - 2%

Ensaio de Marsh

0

10

20

30

40

50

60

0,6 0,8 1,0 1,2 1,5 2,0

Teor de Aditivo A (%)

Esco

amen

to (s

)

5 min 30 min 60 min


139

ANEXO 2

RESULTADOS DOS ENSAIOS

TABELA 1 – Resultados de Compressão Axial – Calcário - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35

(DIAS) TCS RCS TCS RCS TCS RCS TCS RCS

69,8 64,6 63,8 59,6 49,0 56,4 45,5 50,2

3d 67,8 63,5 58,9 60,4 56,3 57,5 44,7 49,0

65,3 64,0 60,2 64,0 57,9 55,2 48,4 49,3

Média (MPa) 65,8 61,2 55,4 47,9

DP (MPa) 2,5 2,2 3,3 2,2

CV (%) 3,7 3,6 5,9 4,6

72,1 76,6 64,8 67,8 62,2 67,2 58,7 54,3

7d 75,1 71,9 68,3 71,1 57,3 66,3 61,6 57,6

76,7 72,9 69,6 68,8 66,1 67,1 60,3 59,9

Média (MPa) 74,2 68,4 64,4 58,7

DP (MPa) 2,2 2,1 3,9 2,6

CV (%) 3,0 3,1 6,1 4,4

89,2 96,4 87,0 88,7 79,2 83,4 76,0 76,4

28d 87,6 95,7 79,8 84,4 82,2 79,0 73,9 75,3

87,6 94,3 87,9 91,6 76,2 81,7 74,5 72,7

Média (MPa) 91,8 86,6 80,3 74,8

DP (MPa) 4,1 4,1 2,6 1,4

CV (%) 4,5 4,7 3,3 1,8


140

TABELA 2 – Resultados de Compressão Axial – Diabásio - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35

(DIAS) TDS RDS TDS RDS TDS RDS TDS RDS

61,0 66,1 57,5 60,6 51,3 55,8 50,3 48,7

3d 64,5 64,9 58,5 59,2 47,0 53,2 47,5 47,1

64,0 64,1 61,1 61,8 50,2 54,6 48,1 50,0

Média (MPa) 64,1 59,8 52,0 48,6

DP (MPa) 1,7 1,7 3,2 1,3

CV (%) 2,7 2,8 6,2 2,7

67,0 73,0 57,3 68,9 62,2 66,3 60,3 57,2

7d 72,6 71,5 67,1 61,6 62,4 65,9 57,9 61,5

75,4 75,5 61,6 68,9 60,7 65,5 61,3 55,7

Média (MPa) 72,5 64,2 63,8 59,0

DP (MPa) 3,1 4,8 2,4 2,4

CV (%) 4,3 7,4 3,7 4,1

89,3 91,6 81,9 86,2 71,9 79,8 71,0 66,1

28d 79,6 90,6 83,7 87,6 71,3 78,7 68,5 73,6

81,8 92,8 81,7 88,3 70,7 78,5 72,5 73,5

Média (MPa) 87,6 84,9 75,2 70,9

DP (MPa) 5,5 2,9 4,3 3,0

CV (%) 6,3 3,4 5,7 4,2


141

TABELA 3 – Resultados de Compressão Axial – Granito - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35

(DIAS) TGS RGS TGS RGS TGS RGS TGS RGS

65,3 69,7 58,5 65,2 60,4 61,5 50,0 50,9

3d 66,8 68,2 66,3 66,3 55,5 62,6 51,3 49,4

67,5 66,8 62,0 65,6 56,6 63,7 50,1 51,8

Média (MPa) 67,4 64,0 60,1 50,6

DP (MPa) 1,5 3,1 3,3 0,9

CV (%) 2,2 4,9 5,5 1,8

77,1 74,0 75,9 76,7 71,5 71,3 64,5 66,1

7d 79,2 74,6 69,3 78,3 67,9 70,2 64,8 68,3

78,3 80,0 76,2 75,8 68,7 70,9 64,4 66,8

Média (MPa) 77,2 75,4 70,1 65,8

DP (MPa) 2,5 3,1 1,5 1,6

CV (%) 3,2 4,1 2,1 2,4

97,5 100,7 92,0 97,0 79,7 86,5 74,1 80,9

28d 97,4 102,7 97,4 96,4 81,4 85,9 79,6 81,0

96,7 99,9 87,0 94,9 83,0 84,8 76,8 74,0

Média (MPa) 99,2 94,1 83,6 77,7

DP (MPa) 2,3 4,0 2,7 3,2

CV (%) 2,4 4,2 3,2 4,2


142

TABELA 4 – Resultados de Tração por Compressão Diametral – Calcário - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35


7,0 6,7 5,8 5,5 5,9 6,2 5,6 5,0

28d 7,0 6,6 6,5 5,6 5,2 5,7 5,6 5,2

5,9 6,6 5,7 4,5 5,0 5,2 5,0 4,4

Média (MPa) 6,6 5,6 5,5 5,1

DP (MPa) 0,4 0,6 0,5 0,5

CV (%) 6,1 11,5 8,5 8,8

TABELA 5 – Resultados de Tração por Compressão Diametral – Diabásio - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35


7,5 6,5 6,0 6,1 5,9 5,2 6,1 5,2

28d 7,0 6,1 6,0 6,0 5,7 5,4 6,3 4,5

6,6 6,1 4,5 5,7 5,6 5,5 5,2 3,9

Média (MPa) 6,6 5,7 5,6 5,2

DP (MPa) 0,5 0,6 0,2 0,9

CV (%) 8,2 10,7 4,4 17,6

TABELA 6 – Resultados de Tração por Compressão Diametral – Granito - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35


6,1 6,6 5,2 6,2 5,6 5,9 5,3 5,2

28d 6,6 6,6 5,6 5,8 5,3 5,6 5,7 4,5

6,0 6,5 5,4 5,0 4,9 5,5 5,1 4,1

Média (MPa) 6,4 5,5 5,5 5,0

DP (MPa) 0,3 0,4 0,3 0,6

CV (%) 4,3 7,8 6,2 11,7


143

TABELA 7 – Resultados de Módulo de Elasticidade – Calcário - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35


47,1 44,1 45,6 41,2 42,1 39,4 41,0 39,2 28d

48,1 42,3 43,4 43,8 44,5 38,6 40,4 38,8

Média (GPa) 45,4 43,5 41,9 39,9

DP (GPa) 2,7 1,8 2,7 1,0

CV (%) 5,9 4,2 6,5 2,6

TABELA 8 – Resultados de Módulo de Elasticidade – Diabásio - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35


52,7 50,1 50,6 47,6 51,3 47,6 48,0 47,2 28d

53,5 51,7 51,7 49,6 52,3 48,6 50,8 48,4

Média (GPa) 52,5 49,9 50,0 48,6

DP (GPa) 1,5 1,7 2,2 1,0

CV (%) 2,8 3,5 4,4 2,6

TABELA 9 – Resultados de Módulo de Elasticidade – Granito - Parâmetros Estatísticos

IDADE 0,26 0,28 0,31 0,35


44,9 40,9 41,5 41,2 38,4 37,4 36,5 35,6 28d

46,6 39,7 38,7 42,2 40,6 37,6 34,7 37,4

Média (GPa) 43,0 40,9 38,5 36,1

DP (GPa) 3,3 1,5 1,5 1,2

CV (%) 7,6 3,7 3,8 3,2


144

ANEXO 3

ANÁLISE PETROGRÁFICA DAS ROCHAS

AMOSTRA 1:

Características Macroscópicas: Rocha de coloração cinza-médio, melanocrática, de granulação fina a média, com cristais inequigranulares, formada essencialmente por feldspatos. A estrutura da rocha é maciça com presença de minerais entre maiores com até 4,0 mm em meio a uma matriz equigranular, com tamanho médio de 0,5 mm.

Características Microscópicas: rocha de textura faberítica inequigranular de estrutura maciça, isótropa, sem orientação mineralógica. Estado microfissural incipiente a inexistente, não se observando qualquer fraturamento na amostra. Grau de alteração baixo ou inexistente.

Mineralogia: microclínio (35%), clorita (5%), plagioclásio-andesina (20%), biotita (3%), hornblenda (15%), quartzo (10%), piroxênio-augita (3%), óxidos de ferro, zircão e apatita (traços).

Classificação: Rocha ígnea plutônica, formada pela cristalização do magma em profundidade. Segundo classificação, trata-se de um quartzo monzonito, vendido comercialmente como granito, devido às propriedades semelhantes de seus compostos mineralógicos.

Análise das imagens: predomínio de minerais félsicos (cinzas) sobre minerais máficos (coloridos).

FIGURA 1C - Imagem micrográfica com falsa cor – (a) luz normal ; (b) luz polarizada

FONTE: Departamento de Geologia – Setor de Ciências da Terra - UFPR

(a) (b)


145

AMOSTRA 2:

Características Macroscópicas: Rocha de coloração cinza-escuro,

melanocrática, de granulação fina (< 0,8 mm), formada essencialemente por plagioclásios ripiformes milimétricos e piroxênios anédricos. A estrutura da rocha é maciça com presença subordinada de pequenas manchas de coloração preta.

Características Microscópicas: rocha de textura subofítica, de estrutura maciça, isótropa, sem orientação mineralógica. Estado microfissural incipiente, caracterizado principalmente por fraturas ou microfissuras nos cristais de piroxênio e/ou plagioclásio. Grau de alteração moderado, com argilização dos cristais de piroxênio. O estágio de alteração atingiu também os plagioclásios.

Mineralogia: labradorita (45%), óxidos de ferro (10%), augita (35%), opacos (5%), zeólitas, clorita e argilo-minerais (traços).

Classificação: Rocha ígnea vulcânica de composição básica formada pela cristalização do magma na superfície ou muito próximo à superfície. Segundo classificação, trata-se de um basalto ou micrograbo (dependendo da forma em que a rocha está ocorrendo), podendo ser denominada também de diabásio (como é conhecido comercialmente na região).

Análise das imagens: os cristais de labradorita em meio a matriz constituída por cristais menores de labradorita, augita e opacos (óxidos de ferro).



(a) (b)


146

AMOSTRA 3:

Características Macroscópicas: Rocha de coloração cinza-claro, com granulação entre 0,1 e 0,4 mm, com cristais equigranulares, finos e estrutura maciça, homogênea e monomineralógica.

Características Microscópicas: rocha de textura granoblástica, de estrutura maciça, isótropa, sem orientação mineralógica. Estado microfissural com importante fraturamento caracterizado Poe estar intergranular, possuir diferentes direções e serem preenchidos (selados) por carbonato. Grau de alteração baixo a inexistente.

Mineralogia: carbonatos - calcita e dolomita (98%). Devendo haver predomínio de dolomita sobre calcita, uma vez que não ocorre efervescência sob ataque de HCl a frio.

Classificação: Rocha metamórfica de composição essencialmente cálcica, produto de metamorfismo de baixo grau sobre rochas calcárias. Segundo classificação, trata-se de mármore dolomítico ou metadolomito, podendo ser denominado calcário dolomítico (como é conhecido comercialmente na região).

Análise das imagens: as imagens mostram a relação existente entre os grãos de carbonatos.



(a) (b)

estudo experimental de concreto de alto desempenho utilizando ...

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