PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO...

PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO

AUTO-ADENSÁVEL

Bianca Serra Coutinho

Dissertação de Mestrado apresentada ao

Programa de Pós-graduação em Engenharia

Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio

de Janeiro, como parte dos requisitos

necessários à obtenção do título de Mestre em

Engenharia Civil.

Orientador(es): Lidia da Conceição Domingues

Shehata

Ibrahim Abd El Malik Shehata

Rio de Janeiro

Junho de 2011

PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO

AUTO-ADENSÁVEL


DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO

LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE)

DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS

REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM

CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.

Examinada por:

___________________________________________

Prof. Lidia da Conceição Domingues Shehata, Ph.D.

___________________________________________

Prof. Ibrahim Abd El Malik Shehata, Ph.D.

___________________________________________

Prof. Giuseppe Barbosa Guimarães, Ph.D.

___________________________________________

Prof. Regina Helena Ferreira Souza, D.Sc.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

JUNHO DE 2011

iii

Coutinho, Bianca Serra

Propriedades e Comportamento Estrutural do

Concreto Auto-Adensável / Bianca Serra Coutinho. – Rio

de Janeiro: UFRJ/COPPE, 2011.

X, 230 p.: il.; 29,7 cm.

Orientadores:Lidia da Conceição Domingues Shehata


Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa

de Engenharia Civil, 2011.

Referências Bibliográficas: p. 217-230.

1. Concreto Auto-Adensável. 2. Propriedades. 3.

Comportamento Estrutural. I. Shehata, Lidia da

Conceição Domingues et al.. II. Universidade Federal do

Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil.

III. Título.

iv

A minha mãe, Leopoldina,

e a meu pai, Jorge Luiz.

v

AGRADECIMENTOS

Agradeço, em primeiro lugar, a Deus, que me deu a oportunidade de mais uma

existência.

Meus sinceros agradecimentos à minha orientadora, Professora Lidia Shehata,

pelos ensinamentos passados, pelo apoio e orientação irrestritos e por ter acreditado

que eu conseguiria desenvolver este trabalho.

A todos os professores do PEC que ajudaram na minha formação profissional,

em especial ao Professor Ibrahim Shehata pelas aulas valiosas e pela orientação dada

à minha dissertação.

À minha família amada: minha mãe Leopoldina, meu pai Jorge Luiz e meu

irmão Leandro, pelo amor incondicional, pelos conselhos e por fazerem de mim o ser

humano que hoje sou.

Aos meus superiores e colegas da empresa em que trabalho, PCE Projetos e

Consultoria de Engenharia, por terem me permitido cursar o mestrado e pelo apoio

durante esse período.

Aos meus familiares, pelo carinho ao longo de todos esses anos.

Às minhas amigas e ao meu namorado Marcello, pelo incentivo e compreensão

no momento que estive ausente durante esses anos de mestrado.

vi

Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)

PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO AUTO-

ADENSÁVEL


Junho/2011

Orientadores: Lidia da Conceição Domingues Shehata


Programa: Engenharia Civil

O concreto auto-adensável (CAA) é um tipo de concreto relativamente novo (cerca

de 20 anos) e as normas nacionais e internacionais sobre especificação, produção e

controle desse concreto são bem recentes e surgiram devido ao aumento do uso do

CAA, particularmente em pré-fabricados.

A maior parte dos estudos já realizados sobre CAA enfocam materiais constituintes

e sua influência nas propriedades do concreto fresco e endurecido; os que abordam

comportamento estrutural são em menor número. Embora, em geral, espere-se que o

comportamento estrutural do CAA não seja muito diferente daquele do concreto

convencional, o maior porcentual volumétrico de pasta de cimento e menor dos

agregados graúdos e a eventual menor dimensão máxima do agregado graúdo podem

acarretar algumas diferenças entre o comportamento estrutural imediato e ao longo do

tempo de elementos de concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma resistência à

compressão.

Este trabalho objetivou resumir o estado do conhecimento atual sobre CAA

(vantagens, desvantagens, aplicações, propriedades, comportamento estrutural),

analisar as informações existentes na literatura e identificar eventuais aspectos que

precisam ser melhor investigados.

No estudo realizado, foram consultadas mais de 150 publicações sobre CAA.

Embora seja impossível a generalização devido aos diferentes tipos e proporções dos

materiais que podem ser usados nos CAA, algumas tendências de comportamento

diferenciado entre os CAA e os vibrados foram identificadas.

vii

Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)

PROPERTIES AND ESTRUCTURAL BEHAVIOR OF SELF-COMPACTING

CONCRETE


June/2011

Advisors: Lidia da Conceição Domingues Shehata


Department: Civil Engineering

The self-compacting concrete (SCC) is a relatively new type of concrete (about 20

years) and national and international standards for specification, production and control

of that kind of concrete are recent and came out due to the increasing use of SCC,

particularly in precast elements.

The majority of the studies carried out on SCC dealt with constituent materials and

their influence on the properties of fresh and hardened concrete; a smaller number

addressed the structural behaviour. Although, in general, one could expect that the

structural behaviour of SCC does not differ much from the one of the vibrated concrete,

the greater paste volume and lower coarse aggregate content and the eventual smaller

aggregate size of the SCC can lead to some differences between the short and long

term behaviour of elements made of SCC and vibrated concrete of the same

compressive strength.

This report aimed to summarize the state of current knowledge about SCC

(advantages, disadvantages, properties, structural behaviour), analyse the data

available in the literature and identify aspects that need further investigation.

More than 150 publications on SCC were consulted. Although the different types

and proportions of materials that can be used in the CAA make it impossible to

generalize the findings, certain trends of differential behaviour between SCC and

vibrated concrete could be identified.

viii

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO……………………………………...............................................1

2. CARACTERÍSTICAS E APLICAÇÕES DO CAA............................................2

2.1 – CARACTERÍSTICAS GERAIS ....................................................................................... 2

2.2 – VANTAGENS E DESVANTAGENS .............................................................................. 4

2.3 – TIPOS DE LANÇAMENTOS E FORMAS ..................................................................... 6

2.4 – ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO NO ESTADO FRESCO .................................... 8

2.5 – EXEMPLOS DE APLICAÇÕES E ANÁLISES DE CUSTOS...................................15

3. PROPRIEDADES DO CAA NO ESTADO ENDURECIDO..........................23

3.1 – RESISTÊNCIAS À COMPRESSÃO E À TRAÇÃO E MÓDULO DE

ELASTICIDADE ........................................................................................................................ 23

3.2 – HOMOGENEIDADE EM ELEMENTOS ESTRUTURAIS ......................................... 72

3.3 – ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO .................................................................................. 88

3.4 – RETRAÇÃO E DEFORMAÇÃO LENTA ................................................................... 122

3.5 – DURABILIDADE ........................................................................................................... 128

3.6 – RESISTÊNCIA AO FOGO .......................................................................................... 130

4. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA.........................................132

4.1 – VIGAS DE CONCRETO ARMADO ........................................................................... 132

4.2 – VIGAS DE CONCRETO PROTENDIDO .................................................................. 148

4.3 – PILARES ........................................................................................................................ 182

4.4 – OUTROS ELEMENTOS .............................................................................................. 193

5. CONCLUSÕES.......................................................................................... 202

5.1 – ASPECTOS GERAIS ................................................................................................... 202

5.2 – PROPRIEDADES ......................................................................................................... 202

5.3 – COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA ....................................................... 213

5.4 – CONSIDERAÇÕES FINAIS ........................................................................................ 216

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.....................................................................217

BIBLIOGRAFIA ADICIONAL................................................................................227

ix

LISTA DE SÍMBOLOS

a distância entre a seção de aplicação da carga e a de apoio

agl aglomerantes em massa

a/agl relação água/aglomerantes em massa

a/c relação água/cimento em massa

a/f relação água/finos em massa

b largura

C cimento

CAA concreto auto-adensável

d altura útil

dmáx dimensão máxima dos agregados

Ec,j módulo de elasticidade do concreto na idade de j dias

fb resistência de aderência

fb/√fc resistência de aderência normalizada

fc,j resistência à compressão axial do concreto obtida do ensaio de

corpos-de-prova cilíndricos na idade de j dias

fct,j resistência à tração por compressão diametral do concreto na

idade de j dias

fct,fl,j resistência à tração na flexão do concreto na idade de j dias

fcu,j resistência à compressão axial do concreto obtida do ensaio de

corpos-de-prova cúbicos na idade de j dias

fst resistência à tração do aço

h altura

m relação entre materiais inertes e aglomerantes em massa

Mcr momento fletor de fissuração

Mmáx momento fletor máximo

ρ taxa geométrica de armadura longitudinal

x

ρv taxa volumétrica de armadura transversal

Pmáx carga máxima

REF concreto vibrado, tido como referência

T500 tempo, em s, levado para que o CAA tenha espalhamento de

500mm

Vu força cortante última

Vu/bd tensão cisalhante nominal

Vu,exp força cortante última experimental

Vu,calc força cortante última calculada

Vmáx força cortante máxima

α teor de argamassa seca em massa

Φ diâmetro nominal da barra de aço

τb tensão de aderência média das tensões relativas aos

deslizamentos de 0,01mm, 0,1mm e 1mm

1

1. INTRODUÇÃO

O concreto auto-adensável (CAA) foi desenvolvido em meados dos anos 80 na

Universidade de Tóquio, com o objetivo de resolver problemas de concretagem em

estruturas com formas complexas e com altas taxas de armadura e de falta de mão-de-obra

especializada.

Considerado um dos maiores avanços na tecnologia de concreto, o CAA vem ganhando

cada vez mais espaço em obras por todo o mundo, graças a pesquisas que desde então

vêm sendo desenvolvidas e a aplicações bem sucedidas.

Apesar das pesquisas e aplicações que vêem sendo realizadas por todo o mundo, o

CAA ainda é carente de estudos sobre alguns aspectos, havendo inclusive afirmações

contraditórias.

Este trabalho tem como objetivo o levantamento do estado-da-arte sobre o concreto

auto-adensável (características, propriedades, comportamento estrutural), a análise das

informações existentes na literatura e a identificação dos aspectos que necessitam

investigação adicional.

No capítulo 2, são abordados aspectos gerais e dados exemplos de aplicações e

análises de custo do CAA. Estudos sobre propriedades desses concretos no estado

endurecido são enfocados no capítulo 3 e os sobre comportamento estrutural de elementos

com eles produzidos constam do capítulo 4. A análise das informações resumidas nesses

capítulos levaram às conclusões apresentadas no capítulo 5.

2

2. CARACTERÍSTICAS E APLICAÇÕES DO CAA

2.1. CARACTERÍSTICAS GERAIS

Segundo EFNARC (2002), para um concreto ser considerado auto-adensável, ele

deve apresentar três propriedades fundamentais: fluidez, habilidade passante e resistência

à segregação. Define-se fluidez como a capacidade do concreto auto-adensável de fluir

dentro da forma preenchendo todos os espaços. Habilidade passante é a capacidade de

movimentação pela forma, passando por entre as armaduras sem obstrução do fluxo ou

segregação. Resistência à segregação é a capacidade do concreto de se manter coeso ou

fluir dentro das formas, passando ou não através de obstáculos, sem haver separação entre

a pasta de cimento e os agregados.

Os materiais usados na produção do concreto auto-adensável podem ser os

mesmos usados na do concreto vibrado (cimento, água, agregados, adições e aditivos),

mas em proporções diferentes. O CAA geralmente apresenta menor teor de agregados

graúdos e maior teor de finos (adições minerais ou filers), agregados miúdos e aditivos

superplastificantes. Algumas vezes, aditivos modificadores de viscosidade são também

usados nesses concretos. Segundo o SCC European Project Group (2005), são

considerados finos os materiais com dimensão máxima de 0,125mm.

Os CAA que precisam ter a capacidade de se movimentar ao longo de maiores

distâncias horizontais necessitam de maior teor de finos, cerca de 30% a mais que os

concretos vibrados e até aproximadamente 600 kg/m3 (powder type self-compacting

concrete); os que não precisam ter essa capacidade podem ter apenas cerca de 10% de

finos a mais que os concretos vibrados, mas, para evitar segregação, aditivo modificador de

viscosidade deve ser necessário (stabilizer type self-compacting concrete). Os primeiros

têm menor relação água/cimento e relação água/aglomerante e, consequentemente,

maiores resistências (fib, 2009). No meio técnico brasileiro, costuma-se chamar os CAA

com maior capacidade de se movimentar de “auto-nivelantes” e os outros de “auto-

3

adensáveis”. Neste trabalho, é adotada a denominação genérica de concreto auto-

adensável para todos os concretos que não precisam vibração.

Todos os tipos de cimento podem ser usados para a produção de CAA, sendo a sua

escolha definida pelas necessidades e disponibilidade específicas.

As adições são geralmente usadas para aumentar e manter a coesão e a resistência

à segregação do concreto no estado fresco, além de acarretar o aumento da quantidade de

finos, com conseqüente aumento na densidade da pasta (menor relação água/finos),

dificultando a penetração de agentes agressivos e melhorando a zona de transição pasta-

agregados.

O tamanho e a forma do agregado graúdo influenciam diretamente a fluidez e a

habilidade passante do CAA. Quanto mais esféricas as partículas dos agregados, menor a

chance de haver “bloqueios” e maior a fluidez da mistura, uma vez que há uma redução no

atrito interno. Outra medida para se evitar os “bloqueios” é a limitação da dimensão máxima

do agregado, geralmente de 12 a 20mm (SCC EUROPEAN PROJECT GROUP, 2005).

Os aditivos plastificantes e superplastificantes têm como função a redução da

quantidade de água na mistura e/ou de aumentar a fluidez do concreto fresco. Já o uso dos

aditivos modificadores de viscosidade resulta em aumento da coesão, prevenindo-se,

assim, a exsudação e a segregação. Eles também são usados para minimizar os efeitos de

variação na umidade dos agregados, pó nos agregados, fazendo assim o CAA mais robusto

e menos sensível às pequenas variações na proporção e condição dos seus constituintes.

Mesmo com o uso do aditivo modificador de viscosidade, é fundamental um rigoroso

controle das características dos materiais utilizados, bem como suas respectivas dosagens,

para que não haja uma perda de habilidade passante e coesão, uma vez que o CAA é bem

mais sensível às variações dos materiais do que o concreto vibrado.

Como a produção de concretos auto-adensáveis envolve diferentes tipos de

componentes, dependendo inclusive da disponibilidade em cada região, não existe uma

receita pré-determinada para a fabricação do CAA. Diferentes métodos de dosagem do

4

CAA têm sido propostos. Como exemplo, podem ser citados os métodos de Gomes, Gettu e

Agulló (2003) (apud GOMES e BARROS, 2009) e Tutikian (2004).

De maneira geral, esse tipo de concreto pode ser dosado tanto no canteiro de obras

como em centrais de concreto e seu lançamento pode ser feito da mesma maneira que os

concretos vibrados.

2.2. VANTAGENS E DESVANTAGENS

Com o concreto auto-adensável, a construção civil vem tendo diversos ganhos, tanto

diretos como indiretos. Como principais vantagens do uso do CAA podem ser citadas

(OKAMURA, 2000; TUTIKIAN, 2004; MAAGE, 2005; BORRONI, 2006):

1. Permite a concretagem sem adensamento em regiões com grande densidade de

armadura;

2. Elimina a ocorrência de defeitos na concretagem, beneficiando o desempenho e

durabilidade da estrutura;

3. Reduz a mão-de-obra nas fases de lançamento e adensamento, acarretando a

diminuição do número de trabalhadores no canteiro de obras;

4. Acelera o lançamento do concreto na estrutura, permitindo concretagens mais

rápidas e fáceis, com menor esforço dos operários;

5. Melhora o acabamento superficial, sendo bastante recomendado para estruturas

com concreto aparente;

6. Aumenta as possibilidades de trabalho com formas de pequenas dimensões;

7. Permite o bombeamento em grandes distâncias horizontais e verticais com maior

velocidade;

8. Elimina o ruído provocado pelo vibrador;

9. Melhora as condições de trabalho e de segurança nas obras, uma vez que este tipo

de concreto reduz o risco de queda, a exposição ao sol e os problemas ergonômicos e de

audição dos trabalhadores;

5

10. Reduz o desperdício de concreto, pois praticamente elimina perdas;

11. Elimina o retrabalho causado por falhas de concretagem;

12. Possibilita o uso de resíduos de outras indústrias como finos, como o pó-de-pedra,

sílica ativa, cinza volante e cinza de casca de arroz.

13. Aumenta a vida útil das formas devido à ausência de vibração.

Apesar do preço do m3 do CAA ser maior do que o do concreto vibrado, esse

concreto permite ganhos que podem reduzir o custo final da obra, uma vez que o custo de

aplicação do CAA é menor, já que há uma maior rapidez na execução da obra e diminuição

da mão-de-obra.

Vale lembrar também que o concreto auto-adensável permite a redução de custos

não mensuráveis, como o menor índice de acidentes de trabalho e afastamento de

trabalhadores, graças às melhores condições de trabalho no canteiro.

Os ganhos para o meio-ambiente também são importantes, como a diminuição na

poluição sonora no entorno das obras, o reaproveitamento de finos que seriam descartados

na natureza, além da economia de energia elétrica decorrente da eliminação dos

vibradores.

Por outro lado, como dito anteriormente, para o CAA é preciso haver um maior

controle da dosagem e das características dos materiais, uma vez que ele é bem mais

sensível às variações nos materiais do que o concreto vibrado.

Além disso, apesar de estudos comprovarem que o uso do CAA pode reduzir os

custos gerais de uma obra, o seu custo por m3 maior do que o concreto vibrado pode ser

um empecilho para a escolha desse tipo de concreto em um empreendimento, fato que tem

ocorrido no Brasil.

Esse concreto também exige cuidado especial no projeto e na confecção das formas

(rigidez e vedação), devido à alta pressão que nelas ocorre decorrente da fluidez do CAA,

bem como no planejamento da concretagem.

6

2.3. TIPOS DE LANÇAMENTOS E FORMAS

Devido à sua fluidez, as formas para o CAA precisam ser melhor vedadas e as de

elementos de grande altura necessitam de maior enrijecimento, principalmente em sua

parte inferior, devido às maiores pressões nas formas geradas por esse concreto apesar da

ausência de vibração.

Figura 2.1 – Formas reforçadas para lançamento de CAA (RILEM, 2006, p.947)

Como o custo das formas é parcela relevante do custo total de uma obra, vários

estudos têm sido feitos visando investigar a pressão máxima exercida pelo CAA nas formas

e a sua taxa de diminuição com o tempo. Embora, atualmente, haja a tendência de se

considerar as formas sujeitas à pressão hidrostática, têm sido medidas pressões nas formas

da ordem de 30% a 100% da hidrostática em concretagens com CAA (Koehler, Keller e

Gardener, 2007). Isto se deve às várias variáveis que afetam essa pressão: composição do

concreto (teor e tipo de finos; relação água/aglomerantes; teor e tipo de aditivos; teor, tipo e

granulometria dos agregados), condições de concretagem (velocidade e tipo de

lançamento; temperatura do ambiente e do concreto), características da forma (dimensões,

7

material, rugosidade da superfície, uso de agente desmoldante) e armaduras existentes

dentro da forma.

Resumo do estado-da-arte sobre esses fatores influentes é apresentado por Khayat

et al. (2007). Genericamente falando, concretos com maiores teores de finos (conseqüentes

menores teores de agregados) e maiores relações água/aglomerantes e/ou teor de

superplastificante tendem a exercer maior pressão lateral nas formas. Maiores velocidades

de lançamento do concreto e menores temperaturas tendem a gerar maior pressão na

forma. Esta pressão também tende a ser maior quando se usam formas mais rígidas e lisas.

Relatório do SCC European Project Group (2005) recomenda que os pontos de

bombeamento em paredes sejam a meia altura e os espaçamentos horizontais entre os

pontos de bombeamento sejam definidos a partir da fluidez do CAA e dos espaçamentos

dos elementos enrijecedores das formas.

Segundo RILEM (2006), em formas verticais com concretagem pelo topo, pode

haver lançamentos com alturas de queda de 8 metros, mas alturas de 1 a 3 metros são

mais comuns. A concretagem feita pelo fundo, em vez de pelo topo, ajuda a evitar bolhas de

ar na massa de concreto.

Experiências mostram que é importante executar o lançamento do concreto auto-

adensável com um número razoável de mangueiras ou caçambas, visando preencher as

formas de maneira simétrica e evitar que o CAA percorra grandes distâncias. De acordo

com Ouchi et al. (s.d.), os CAA podem percorrer cerca de 15m a 20m sem haver

segregação, sendo recomendável a distância máxima de cerca de 10m.

As camadas de CAA devem ter pequenas espessuras, de modo a evitar bolhas de

ar entre as camadas ou entre o concreto e a forma (RILEM, 2006).

8

Figura 2.2 – Dois tipos de lançamento: pelo topo e por baixo (RILEM, 2006, p.949)

2.4. ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO NO ESTADO FRESCO

Os ensaios para o concreto auto-adensável no seu estado endurecido são os mesmos

que para o concreto vibrado, o que não ocorre para o estado fresco. As principais

características que devem ser verificadas no estado fresco são a fluidez, viscosidade,

habilidade passante e a resistência à segregação.

9

Para o controle do CAA no estado fresco, já existem normas americanas (ASTM C

1611-09b, para ensaio de espalhamento; ASTM C1621-09b, para ensaio do anel J; ASTM

C1610-06a e ASTM 1712-09, para ensaio de resistência à segregação), européias (EN

12350-8:2010, para ensaio de espalhamento; EN 12350-9:2010 para ensaio do funil V; EN

12350-10:2010, para ensaio da caixa L; EN 12350-11:2010, para ensaio de resistência à

segregação; EN 12350-12:2010, para ensaio do anel J) e brasileiras. As brasileiras já

publicadas são a NBR 15823-1:2010 (classificação, controle e aceitação), NBR 15823-

2:2010 (ensaio de espalhamento), NBR 15823-3:2010 (ensaio do anel), NBR 15823-4:2010

(ensaio da caixa L), NBR 15823-5:2010 (método do funil V), NBR 15823-6:2010 (ensaio de

resistência à segregação).

Segundo EN 206-9:2010 (BSI, 2010) , as informações dadas pelos ensaios das normas

européias referem-se às propriedades que constam na tabela 2.1.

Tabela 2.1. Propriedades avaliadas pelos ensaios do SCC no estado fresco (EN 206-9:2010)

Propriedade avaliada Ensaio Habilidade de

preenchimento Habilidade passante

Estabilidade Viscosidade

Espalhamento X X (pelo t500) Caixa-L X Anel-J X Funil-V X Resistência à segregação por peneira

X

O ensaio mais executado e recomendado é o de espalhamento. Neste ensaio é

avaliada a fluidez da amostra de concreto. Nele utiliza-se basicamente o mesmo

equipamento do ensaio de abatimento de tronco de cone, mas mede-se o espalhamento do

concreto e o tempo de escoamento (T500).

O espalhamento final do concreto é a média aritmética entre os valores de dois

diâmetros ortogonais, e o tempo de escoamento (T500) é o medido quando o espalhamento

do concreto alcança o diâmetro de 500 mm.

10

Figura 2.3 – Espalhamento do CAA sendo medido (RILEM, 2006, p.940)

O valor adequado do espalhamento depende das necessidades de projeto, mas, de

maneira geral, deve ficar entre 600 mm e 750 mm e o tempo de escoamento entre 2 s e 7 s.

Outro ensaio bastante utilizado é o do Funil V, que caracteriza a viscosidade e a

habilidade passante do concreto auto-adensável. Este ensaio consiste em medir o tempo

necessário para que uma amostra de CAA (aproximadamente 12 litros) flua totalmente

através do orifício no fundo do funil.

Figura 2.4 – Ensaio do Funil V.

O ensaio que é realizado para avaliar a habilidade passante do concreto auto-

adensável através de espaços pequenos e entre as barras de armadura sem que haja

segregação ou bloqueios é o da Caixa L, com 2 ou 3 barras de aço (figura 2.5).

11

O aparato necessário para este ensaio é uma caixa com formato em L, com uma

porta na base da parte vertical do L com duas ou três barras lisas com diâmetro de 12,5 mm

eqüidistantes entre si. O espaçamento entre as barras é de 41 mm para o caso de três

barras e de 58 mm para o de duas barras.

O concreto é colocado na parte vertical da caixa com a porta fechada. A porta é

então levantada e, quando o concreto para de fluir, são medidas as distâncias verticais no

fim da parte horizontal (H2) e logo atrás da porta (H1). A habilidade passante (PA) é

caracterizada pela relação entre H2 e H1, como mostrado na figura 2.5.

Figura 2.5 – Ensaio da Caixa-L.

Uma variação do ensaio da Caixa L é o do Anel J (ensaio do concreto não

confinado). Neste método são utilizados os aparatos do ensaio de espalhamento além de

um anel metálico com barras de aço (figura 2.6).

O procedimento para a execução do teste é semelhante ao do espalhamento, mas o

molde tronco-cônico fica na posição invertida e o anel J é posto em cima da placa de base

antes da retirada do molde. Segundo a NBR 15823-3:2010, os resultados deste ensaio são

o diâmetro final médio atingido pela massa de concreto (como no ensaio de espalhamento),

a diferença entre os diâmetros médios obtidos no ensaio de espalhamento e neste ensaio e

a observação de alguma obstrução à passagem do concreto pelas barras do anel J. No

12

ensaio semelhante da EN 12350-12:2010, são medidas as alturas do concreto dentro e fora

do anel e obtida a diferença.

Figura 2.6 – Ensaio do Anel-J.

Um dos ensaios para avaliar a resistência à segregação do concreto é o chamado

“Sieve segregation resistance test”. Depois da amostra de CAA ser separada, ela é

tampada e deixada descansando por 15 minutos. Após este período, é observado se houve

alguma migração de água para a superfície de concreto (exsudação). Após esta

observação, o concreto da parte superior da amostra (com ou sem água na superfície) é

colocado numa peneira com abertura de 5 mm e deixado ali por 2 minutos. A taxa de

segregação (SR) é a relação entre a massa da amostra total e a da que atravessa a

peneira.

A NBR 15823-6:2010 considera o método da coluna para avaliar a resistência à

segregação, onde é utilizado um tubo de PVC, seccionado em três partes, que deverão ser

unidas por grampos, presilhas ou fita adesiva. A coluna é preenchida com a amostra de

concreto e após 20 minutos da moldagem, são retiradas porções de concreto do topo e da

base da coluna, das quais são separados os agregados graúdos, os quais, depois de limpos

e secos, são pesados. A resistência à segregação do concreto é avaliada em função da

diferença percentual entre as massas de agregado graúdo das porções de concreto

13

retiradas da base e do topo da coluna; quanto menor esta diferença maior é a resistência à

segregação do concreto.

Outros ensaios, como o Orimet (Orimet Test), Tubo-U (U-Pipe Test) e Coluna de

Rooney (Settlement Columm Test), podem também ser utilizados para avaliar as

propriedades do CAA no seu estado fresco (GOMES e BARROS, 2009).

A tabela 2.2 apresenta a classificação dos CAA em função dos valores obtidos nos

ensaios descritos anteriormente.

Segundo a NBR 15823-1:2010, os ensaios de realização obrigatória no campo são

os de espalhamento e o do Anel-J.

14

Tabela 2.2 – Critérios para classificação das propriedades do CAA (EN 206-9:2010 e NBR 15823-1:2010)

CLASSES CRITÉRIOS

NBR 15823-1:2010 EN 206-9:2010 Classe SF1 – Espalhamento 550 a 650 mm 550 a 650 mm Classe SF2 – Espalhamento 660 a 750 mm 660 a 750 mm Classe SF3 – Espalhamento 760 a 850 mm 760 a 850 mm Tolerância para o valor alvo - ± 50 mm

Classe VS1 - Escoamento (T500) ≤ 2 s < 2 s Classe VS2 - Escoamento (T500) > 2 s ≥ 2 s

Tolerância para o valor alvo - ± 1 s

Classe PJ1 - Anel-J 0 a 25 mm com 16 barras ≤ 10 mm com 12 barras Classe PJ2 - Anel-J 25 a 50 mm com 16 barras ≤ 10 mm com 16 barras

Classe VF1 – Funil-V < 9 s < 9 s Classe VF2 – Funil-V 9 a 25 s 9 a 25 s

Tolerância para o valor alvo - ± 3 s para caso < 9 s e ± 5 s para caso > 9

Classe PL1 – Caixa-L ≥ 0,80, com duas barras de aço ≥ 0,80, com duas barras de aço Classe PL2 – Caixa-L ≥ 0,80, com três barras de aço ≥ 0,80, com três barras de aço

Classe SR1 – Resistência à segregação ≤ 20 % ≤ 20 % Classe SR2 – Resistência à segregação ≤ 15 % ≤ 15 %

15

2.5. EXEMPLOS DE APLICAÇÕES E ANÁLISES DE CUSTO

Segundo Okamura e Ouchi (2003), a primeira aplicação do concreto auto-

adensável foi em um prédio em junho de 1990. Logo depois, em 1991, o CAA foi

utilizado nas torres da ponte estaiada mostrada na figura 2.7.

Após estas utilizações, o uso do CAA foi aumentando gradativamente. Ele foi

também empregado em duas ancoragens de concreto da ponte metálica de maior vão

livre do mundo na ocasião, a ponte Akashi-Kaikyo, localizada no Japão e inaugurada

em abril de 1998. Para esta concretagem foram consumidos 290.000 m3 de concreto

auto-adensável. O seu uso foi determinante para se ter a rapidez desejada na

execução da concretagem, assim como a qualidade final do concreto desejada

(OKAMURA e OUCHI, 2003). Ainda segundo Okamura e Ouchi, o CAA foi utilizado

também nas concretagens das paredes de um tanque LNG, pertencente a Osaka Gas

Company, em 1998.

Figura 2.7 – Ponte Shin-Kiba Ohashi (OKAMURA, H.; OUCHI, M, 2003, p.12)

Depois do Japão, começando pela Suécia, vários países da Europa

começaram a estudar e a aplicar o CAA. Em 1994, cinco instituições européias se

reuniram para desenvolver projetos sobre CAA, deles advindo relatórios e as

16

recomendações européias para CAA (SCC EUROPEAN PROJECT GROUP, 2000a,

2000b, 2005, por exemplo).

Figura 2.8 – Ancoragem 4ª da ponte Akashi-Kaikyo (OKAMURA, H.; OUCHI, M, 2003, p.13)

Na América do Norte, o concreto auto-adensável tem sua maior aplicação na

indústria de pré-fabricados, mas também é utilizado em concretagens em sito. Nos

Estados Unidos, departamentos de transportes e de estradas promoveram estudos

visando a aplicação do CAA em pontes (NEBRASKA DEPARTMENT OF ROADS,

2004; MINNESOTA DEPARTMENT OF TRANSPORTATION, 2008;

TRANSPORTATION RESEARCH BOARD OF THE NATIONAL ACADEMIES, 2009,

etc.) e o PCI publicou recomendações para o uso do CAA em pré-fabricados

(PRECAST/PRESTRESSED CONCRETE INSTITUTE, 2003).

No Brasil, o emprego do CAA ainda é muito pequeno, mesmo nas empresas de

pré-fabricação. Nas poucas empresas que já o utilizam (em São Paulo, Paraná, Santa

Catarina), a menos de uma, o CAA é usado apenas na fabricação de algumas peças.

Fora da pré-fabricação, há registros de sua utilização em edifícios em Goiânia

(GEYER E SÁ, 2005), São Paulo (FARIA, 2008), Florianópolis (REPETTE, 2007) e

Novo Hamburgo (FARIA, 2008). Outros exemplos de aplicações são o Museu Iberê

17

Camargo (concreto branco) e a fábrica de pré-moldados Verdi Construções, em Porto

Alegre (TUTIKIAN, 2004), reforço de edifício antigo em Porto Alegre, ampliação de

shopping em Goiânia, parede anti-radiação de prédio em São Paulo e região de

engaste da laje com as paredes dos poços Norte e Sul da estação da Luz da Linha 4 –

Amarela do metrô de São Paulo, com alta densidade de armadura (FARIA, 2008).

O resultado da análise de custos do CAA em relação ao vibrado de mesmo fck

depende dos materiais utilizados em cada um desses concretos, do custo desses

materiais e da mão-de-obra da região de sua aplicação e de outros parâmetros que

podem ser considerados na análise. A seguir são dados exemplos de análises feitas

no Brasil.

No estudo realizado por Tutikian (2004), foram dosados concretos auto-

adensáveis com 4 diferentes relações cimento/(agregados+adições) em massa e

usando ou não aditivo modificador de viscosidade, a partir do seu método de

dosagem, e seus custos foram comparados com os de concretos de referência. Foram

utilizados três tipos de finos diferentes para o CAA: fíler calcário, metacaulim e cinza

de casca de arroz. O fíler calcário por ser um fino não pozolânico, pode substituir

parte da areia. Já o metacaulim e a cinza de casca de arroz, por apresentarem

propriedades pozolânicas, puderam substituir parte do cimento. As composições dos

concretos e suas respectivas resistências são mostradas no item 3.1.

Para comparação de custos e consumos dos materiais, foram tomados

concretos com a mesma faixa de resistência (30 MPa e 40 MPa aos 28 dias).

Foi verificado menor consumo de cimento nos concretos auto-adensáveis com

metacaulim e cinza de casca de arroz, uma vez que estes finos substituíram parte do

cimento. O consumo de cimento também diminuiu para se ter a resistência à

compressão desejada numa certa idade, à medida que essa idade aumentava.

Nas figuras 2.9 e 2.10 pode-se analisar os custos dos concretos sem aditivo

modificador de viscosidade com resistência à compressão de 30 MPa e 40 MPa aos

28 dias (FC= filer calcário, MC=metacaulim, CCA=cinza de casca de arroz). Para estas

18

resistências, o custo dos CAA com metacaulim e fíler calcário foi cerca de 40% maior

que o do concreto de referência. Em contrapartida, a diferença entre os custos dos

CAA com cinza de casca de arroz e o do concreto de referência não passou de 7%,

concluindo-se que o CAA produzido com cinza de casca de arroz podia ser

vantajosamente utilizado para as duas faixas de resistência analisadas. Entretanto,

deve-se atentar para o fato de que a cinza de casca de arroz não era comercializada e

o preço da cinza de casca de arroz foi avaliado com base na estimativa de custo de

frete.

Figura 2.9 – Custo (R$) dos concretos de fc=30 MPa aos 28 dias

(TUTIKIAN et al., 2004)

Figura 2.10 – Custo (R$) dos concretos de fc=40 MPa aos 28 dias

(TUTIKIAN et al., 2004)

19

A concretagem de laje do edifício Camila com CAA de fck=20MPa, em

dezembro de 2004, permitiu uma redução em torno de 70% da mão-de-obra de

lançamento e adensamento, maior velocidade na execução da estrutura e uma maior

facilidade no nivelamento da laje (GEYER E SÁ, 2005).

Em estudo realizado por Repette (2007), foi comparado o custo de aplicação

do concreto auto-adensável com o do concreto vibrado. Para isso, foi monitorada a

construção de duas lajes consecutivas em loco, uma de concreto auto-adensável e

outra de concreto vibrado, ambos com resistência à compressão e módulo de

elasticidade de no mínimo 25 MPa e 18 GPa aos 28 dias, respectivamente. A área

total de cada laje era de 504 m2 e o sistema de formas de madeira das duas era

idêntico. Todas as etapas da concretagem foram filmadas sem pausas e depois

analisadas. O resumo dos resultados é apresentado na tabela 2.3.

Esses resultados mostram que a produtividade durante a aplicação do CAA foi

maior do que na aplicação do concreto vibrado.

Para o cálculo de custo, apenas os trabalhadores diretamente envolvidos na

concretagem e o número de horas trabalhadas foram computadas. Assim, aplicando a

média salarial mensal de R$ 860,00 por trabalhador com uma jornada de 200 horas

mensais (média dos valores praticados pela construção civil na cidade de Florianópolis

em dezembro de 2004), e considerando o tempo de mobilização/desmobilização de 1

hora, chegou-se ao montante de R$ 1,30/m3 para o custo de concretagem com CAA e

de R$ 5,38/m3 para o da com concreto vibrado.

Tabela 2.3 – Resumo dos resultados obtidos no estudo comparativo (REPETTE, 2007)

CAA REF

Volume de concreto 57 m3 64 m3

Tempo de concretagem 2h 32min 2h 28min

Taxa de concretagem 22,5 m3/h 25,9 m3/h

Número de Trabalhadores 2,5 11

Produtividade 9 m3/h/trab. 2,35 m3/h/trab.

20

Apesar da redução significativa nos custos de concretagem ao se empregar

CAA, ela não foi suficiente para compensar o seu maior custo em relação ao concreto

vibrado. Na época, o custo do m3 do concreto (com bombeamento) com abatimento de

10 cm e resistência à compressão de 30 MPa era de R$199,50, enquanto que o do

concreto auto-adensável usado foi de R$283,50.

Na obra do residencial Pateo São Paulo, realizada em 2008 na cidade de São

Paulo, também foram comparados os custos da concretagem de dois pavimentos de

cerca de 250m2, um com concreto vibrado e outro com concreto auto-adensável. Em

ambas as concretagens, foram utilizados equipamentos com as mesmas

características técnicas e cerca de 50m3 de concreto com fck de 50MPa aos 28 dias. A

laje e as vigas do 4o pavimento foram concretadas com concreto vibrado em 4h e 40

min. Com o uso de concreto auto-adensável no 5o pavimento, o tempo total de

concretagem caiu para 2h e 20min. Além disso o custo da mão-de-obra para a

concretagem, com encargos incluídos, foi de R$ 7,18/m3 para o concreto vibrado e R$

0,70/m3 para o concreto auto-adensável, cerca de 10% daquele do concreto vibrado

(FARIA, 2008).

Na obra do edifício Parthenon Residence, em Novo Hamburgo (RS), o concreto

auto-adensável foi utilizado a partir do 5º pavimento. Os custos de produção e

execução desse concreto e do vibrado, assim como a mão-de-obra utilizada no

lançamento e vibração, a depreciação dos equipamentos e o custo da energia elétrica

foram levantados e comparados, chegando-se à conclusão de que o custo da solução

com concreto auto-adensável foi cerca de 1,1% maior que o da solução com concreto

vibrado, mas essa diferença foi compensada pela maior produtividade que o concreto

auto-adensável propiciou (FARIA, 2008).

O estudo realizado por Toralles-Carbonari et al. (2009) verificou a viabilidade

técnica e econômica da aplicação do CAA em uma fábrica de peças pré-moldadas.

Neste estudo, para um concreto convencional (REF) e um concreto auto-adensável

(CAA), foram verificados os tempos de execução da mistura, transporte, lançamento,

21

adensamento, acabamento e reparos, assim como foram levantados os custos dos

concretos. As dosagens destes concretos são mostradas na tabela 2.4.

Após as misturas dos concretos serem feitas, as propriedades no estado fresco

(espalhamento, funil V e caixa L) e no estado endurecido (resistência à compressão de

corpos-de-prova aos 7 e 28 dias) de ambos os concretos foram verificadas e aceites

de acordo com os pré-requisitos mínimos estabelecidos. Três peças estruturais pré-

moldadas com características de viga tipo L, uma terça que apresentava grande

dificuldade de concretagem e uma laje tipo calha foram concretadas com ambos os

concretos.

Tabela 2.4 – Composição dos concretos (TORALLES-CARBONARI et al., 2009)

CONCRETOS REF CAA Cimento CPV-ARI (kg/m3) 330 400 Sílica ativa (kg/m3) - 20,3 Areia natural grossa (kg/m3) 942,5 682,5

Areia de britagem (kg/m3) - 285

Pedrisco (kg/m3) 437,5 - Brita 1 (kg/m3) 905 - Brita 1/2 – granulometria não padronizada (kg/m3) - 965 Aditivo plastificante 330 (kg/m3) 1,125 - Aditivo superplastificante (kg/m3) - 4,131 Água (kg/m3) 155 180 a/c 0,47 0,45

Os resultados mostraram que a aplicação do CAA nos elementos pré-

moldados foi viável técnica e economicamente, já que o CAA teve um custo global

próximo ao do concreto tradicional. O aumento do custo provocado pelos

componentes do CAA foi compensado por ganhos na redução da mão-de-obra, no

adensamento, no acabamento e nos reparos. Verificaram-se também as vantagens de

redução do ruído e o uso de resíduos industriais em substituição do cimento.

Estudo realizado por Alencar, Helene e Folch (2008) sobre viabilidade e

produtividade do CAA na pré-fabricação mostrou que o custo unitário do CAA era

22

cerca de 15% maior que o do concreto convencional, mas, ao se analisar o custo de

produção, verificou-se que essa diferença passou para apenas 2%. Além dos aspectos

considerados na análise, pode-se ainda levar em conta a melhoria da qualidade de

acabamento das peças pré-fabricadas, a economia de energia e o menor desgaste

das formas, o que, apesar do custo baixo da mão-de-obra no Brasil, torna a aplicação

do CAA vantajosa.

A princípio, não existe restrição para o uso do concreto auto-adensável,

embora ele venha sendo mais utilizado na indústria de peças pré-fabricadas, uma vez

que ele agiliza a produção e reduz a poluição sonora nas fábricas. É bastante utilizado

também em estruturas especiais fortemente armadas e de difícil concretagem. Como

exemplos de obras onde o CAA já foi usado podem ser citadas as de edificações,

pontes, revestimentos de túneis, paredes de grandes dimensões, fundações, estações

de tratamento de água e esgoto, reservatórios de água, reparos e reforços, etc.

(OKAMURA, OZAWA, OUCHI, 2000; OUCHI et al., s.d.; MILLER, VAINIO E THOMAS,

2008; ACI COMMITTEE 237, 2008; PINTADO E BARRAGÁN, 2009; etc.)

23

3. PROPRIEDADES DO CAA NO ESTADO ENDURECIDO

Sendo as propriedades do concreto determinadas segundo ensaios

padronizados de corpos-de-prova também padronizados, essas propriedades

dependem apenas dos tipos e proporções dos materiais que entram na sua

composição e da interação entre esses materiais, bem como do grau de compactação

e das condições de cura.

3.1. RESISTÊNCIAS À COMPRESSÃO E À TRAÇÃO E MÓDULO DE ELASTICIDADE

Segundo Neville (1997), a resistência à compressão de um concreto, curado

em água a uma temperatura constante, depende principalmente da relação

água/cimento e do grau de adensamento. De maneira geral, quanto menor a relação

água/cimento e melhor o adensamento, menor a porosidade da pasta de cimento e

maior a resistência do concreto.

Para Mehta e Monteiro (2008), a porosidade da matriz da pasta de cimento e

da zona de transição na interface matriz-agregado graúdo são os principais fatores

determinantes da resistência à compressão do concreto de massa específica normal.

Embora a relação água/cimento seja importante, fatores como adensamento e

condições de cura do concreto, tipos e teores dos componentes do concreto também

afetam sua resistência à compressão.

No caso do auto-adensável, o adensamento deixa de ser parâmetro influente

nas propriedades do concreto.

A relação água/cimento e o grau de hidratação do cimento determinam a

porosidade da pasta de cimento e este grau de hidratação ao longo do tempo depende

do tipo de cimento e da sua interação com aditivos e adições. De maneira geral,

quanto menor a relação água/aglomerante e maior o grau de hidratação, menor é a

porosidade da pasta e maior é a resistência à compressão do concreto.

24

Os aditivos têm influências diferentes na resistência à compressão do concreto,

de acordo com seu tipo (retardador, acelerador, incorporador de ar, plastificante,

superplastificante, modificador de viscosidade, etc.). Nos CAA, os aditivos

normalmente usados são os superplastificantes (em geral os de terceira geração,

policarboxilatos) e modificadores de viscosidade, mas outros também podem ser

usados em conjunto com esses (retardador e incorporador de ar, por exemplo). Os

superplastificantes têm alto poder de redução de água e são usados para aumentar a

trabalhabilidade sem aumento de água ou reduzir a água mantendo a trabalhabilidade,

Eles, ao reduzir a relação água/aglomerante, levam ao aumento da resistência do

concreto em todas as idades e, mesmo mantendo-se essa relação, eles acarretam

algum aumento de resistência devido ao seu efeito dispersor das partículas de cimento

(ACI, 2004). Os modificadores de viscosidade dão aos CAA maior robustez, atuam nas

propriedades do concreto fresco, tornando-o mais homogêneo e coeso, mesmo sem

alto teor de finos (cimento e adições), e menos sensível a variações nos seus

constituintes, como teor de água, teor de finos e umidade dos agregados (EFNARC,

2006).

As adições mais comumente utilizadas nos concretos são sílica ativa,

metacaulim, cinza de casca de arroz, cinza volante, escória de alto forno (adições

reativas) e filer calcário. Por serem materiais muito finos, elas têm o efeito físico de

diminuição do volume de vazios (efeito de “filer”) e as adições reativas têm também o

efeito químico de produção de silicato de cálcio hidratado, podendo estas substituir

com vantagens parte do cimento. O efeito das adições nas propriedades do concreto

depende do seu teor e reatividade (depende da composição química e da superfície

específica), bem como da sua interação com o cimento e os aditivos utilizados. Elas

afetam as propriedades dos concretos nos estados fresco e endurecido. Em geral, no

estado fresco, os concretos com adições tendem a ser mais coesos, a ter menos

tendência à segregação e à exsudação e algumas adições (cinza volante e escória de

alto forno) tendem a diminuir o calor de hidratação do cimento. A sílica ativa tem alta

25

reatividade nas primeiras idades, acarretando aumento das resistências iniciais e

finais. Os efeitos do metacaulim e da cinza de casca de arroz na resistência do

concreto são semelhantes aos da sílica ativa; essas três adições são as mais reativas.

A cinza volante pode levar a menor resistência do concreto, particularmente em idades

baixas. A escória de alto forno tende a diminuir a resistência à compressão em baixas

idades e aumentá-la em idades mais altas. O filer calcário difere das outras adições

por ser praticamente inerte quimicamente; ele pouco reage com a água e compostos

do cimento hidratado (DAL MOLIN, 2005; FURQUIM, 2006, SOUZA et al., 2008).

Como este filer tende a acelerar a hidratação do cimento, há quem não o considere

inerte. A relação água/aglomerante deve ser considerada em conjunto com a relação

água/cimento, pois as adições não são tão reativas quanto o cimento; a maioria das

propriedades do concreto em baixas idades pode ser associada à relação

água/cimento e as propriedades em idades mais altas à relação água/aglomerante

(AITCIN, 2008).

A não ser nos concretos leves e/ou de alta resistência, a resistência à

compressão dos agregados não é um fator delimitador da resistência à compressão do

concreto, já que os agregados são mais resistentes do que a matriz e a zona de

transição. Mas outras características dos agregados afetam de alguma forma a

resistência do concreto. As dimensão máxima, forma, textura superficial e mineralogia

dos agregados influenciam as características da zona de transição e,

conseqüentemente, a resistência do concreto. Por exemplo, concretos com agregados

com superfícies mais rugosas tendem a apresentar maior resistência e os com

agregados de maiores dimensões tendem a ter resistência menor (MEHTA E

MONTEIRO, 2008).

As condições de cura do concreto (tempo, temperatura e umidade) também

influenciam a resistência final do concreto, uma vez que a hidratação do cimento está

a elas relacionada. Concretos de mesma relação água/cimento com maior tempo de

cura e concretos com cura úmida apresentam resistências à compressão maiores que

26

concretos com menor tempo de cura e concretos curados ao ar. Temperaturas iniciais

maiores tendem a acelerar o processo de hidratação do cimento, mas poderão levar a

resistências finais menores.

De um modo geral, os parâmetros que influenciam a resistência à compressão

influenciam também o diagrama tensão normal de compressão-deformação específica,

embora em diferente grau, mas os agregados, principalmente os graúdos, têm

particular influência nesse diagrama. Os concretos de maior resistência tendem a

apresentar maiores módulo de elasticidade tangente inicial e deformação específica

correspondente à tensão máxima que os concretos de menor resistência, mas,

dependendo do teor e tipo de agregado graúdo de cada um deles, isto pode vir a não

ocorrer (SHEHATA, 2005). De maneira geral, concretos com maior volume de

agregados graúdos e agregados graúdos com menor porosidade (maior módulo de

elasticidade) tendem a ter maior módulo de elasticidade. De acordo com Mehta e

Monteiro (2008), agregados de granito, rocha vulcânica e basalto apresentam baixa

porosidade, enquanto os de arenito, calcário e cascalho possuem porosidade maior.

A resistência à tração do concreto depende basicamente dos mesmos

parâmetros que a resistência à compressão, podendo, entretanto, ser o grau de

influência diferenciado. Como, por exemplo, as características da interface pasta-

agregado graúdo têm maior efeito na resistência à tração que na resistência à

compressão, alterações nas características dos agregados graúdos podem alterar a

relação entre resistências à tração e à compressão, que tende a variar entre cerca de

7% e 11% (MEHTA E MONTEIRO, 2008).

A seguir são apresentados resultados de estudos sobre resistências à

compressão e à tração e módulo de elasticidade de concretos auto-adensáveis e

vibrados, sendo estes últimos considerados como referência para efeito de

comparação. Além de resumo da análise relevante feita pelos autores dos estudos,

procura-se, sempre que possível, fazer análise complementar.

27

Quando os autores dos estudos não fornecem os teores em volume de pasta e

argamassa dos concretos e não dão as massas específicas dos materiais, os teores

que constam nas tabelas foram calculados considerando-se para massas específicas

valores encontrados na literatura. Quando a quantidade de finos não é fornecida,

consideraram-se como finos os aglomerantes e filers. Em todas as tabelas, colunas ou

linhas sombreadas indicam valores calculados neste trabalho, não fornecidos pelos

autores dos estudos.

Para relacionar o módulo de elasticidade com a resistência à compressão,

costuma-se usar expressões do tipo Ec=k1fck2, onde k2 é, em geral, 1/2 ou 1/3

(SHEHATA, 2005). Em vista disto, para comparar os módulos de elasticidade de

concretos vibrados e auto-adensáveis, adotou-se a relação Ec/fc1/2, ou seja,

considerou-se k2=1/2, que é o valor que consta na expressão da ABNT NBR

6118:2007 para avaliar Ec a partir de fc.

3.1.1 – Estudo de Sonebi et al. (2000)

Foram investigados grupos de concreto de baixa e alta resistência auto-

adensáveis e vibrados. Para os concretos auto-adensáveis foram utilizados dois tipos

de finos: calcário e escória de alto forno. Corpos-de-prova cúbicos de 150mm

moldados com esses concretos e curados em água ou nas condições de laboratório

(aproximadamente a 20º C) foram ensaiados à compressão em diferentes idades. Nos

ensaios de tração indireta e de módulo de elasticidade foram usados corpos-de-prova

cilíndricos com 150mm de diâmetro e 300mm de altura curados em água.

As composições dos concretos estudados por Sonebi et al. (2000) são

mostradas na tabela 3.1 e as propriedades no estado fresco na tabela 3.2. Para o

cálculo do volume de pasta e argamassa foram adotados valores de massa específica

de 2,7 kg/dm3, 2,6 kg/dm3, 2,9 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3, para a brita, a areia, o cimento e o

superplastificante, respectivamente, já que os autores não forneceram esses valores.

28

Tabela 3.1 – Composições dos concretos estudados por Sonebi et al. (2000)

SONEBI et al. (2000)

Concreto de baixa

resistência

Concreto de alta resistência

REF CAA REF CAA

Água (kg/m3) 200 190 220 192 Cimento portland 42.5 (kg/m3) 295 280 515 330 Pó de calcário (kg/m3) - 245 - - Escória de alto forno (kg/m3) - - - 200

Total de finos 295 525 515 530

Total de aglomerantes 295 280 515 530

Areia quartizito (0-5 mm) (kg/m3) 840 865 655 870 Agregado microgranito 20 mm (*10 mm) (kg/m3) 970 750 930* 750* Superplastificante Viscocrete (kg/m3) - 4,2 - 5,3 Superplastificante normal (kg/m3) - - 6,4 -

Volume de pasta (%) 31 38 40 38 Volume de argamassa (%) 63 72 65 72

a/c 0,68 0,68 0,43 0,58 a/f 0,68 0,36 0,43 0,36

a/agl 0,68 0,68 0,43 0,36

Tabela 3.2 – Propriedades dos concretos no estado fresco (SONEBI et al., 2000)

Concreto de Baixa Resistência

Concreto de Alta Resistência

REF CAA REF CAA

Espalhamento em 5 min (mm) - 650 - 690 Espalhamento em 60 min (mm) - 600 - 640 Abatimento em 5 min (mm) 65 - 70 - Abatimento em 60 min (mm) 50 - 70 - Caixa-L (h2/h1) em 10 min - 0,81 - 0,99 Teor de ar (%) 1,8 1,5 Não fornecido 1,1

Os resultados, apresentados na tabela 3.3, mostram que os valores de

resistência à compressão aos 28 dias dos exemplares de CAA foram maiores do que

os dos concretos de referência.

Para os concretos de baixa resistência, com mesma relação água/aglomerante,

a resistência à compressão aos 28 dias do CAA foi 27% maior que a do concreto

vibrado. Para os concretos de maior resistência, o CAA, com relação

água/aglomerante um pouco menor que o concreto de referência, a resistência à

29

compressão aos 28 dias de idade do auto-adensável foi 29% maior que a do concreto

vibrado.

O uso do calcário se mostrou eficiente para ganhos de resistência nas

primeiras idades, já que este tipo de fino ajuda a aceleração da hidratação do C3S. Já

o uso de escória de alto forno gerou um ganho de resistência mais lento nas primeiras

idades, levando a resistências à compressão nas idades de 1 e 7 dias menores que as

do concreto de referência.

A resistência à compressão de corpos-de-prova curados ao ar foi menor do

que a dos curados em água, sendo a redução maior nos concretos de maior

resistência.

Os resultados dos ensaios de tração indireta obtidos por Sonebi et al. (2000)

são mostrados na tabela 3.4.

Tabela 3.3 – Resistência à compressão aos 28 dias (SONEBI et al., 2000)

Concretos fcu (MPa)

Concreto de Baixa Resistência

CAA 47,0 REF 37,0

Concreto de Alta Resistência

CAA 79,5

REF 61,5

Tabela 3.4 – Resistência à tração indireta (SONEBI et al., 2000)

Resultados Concretos de Baixa

Resistência Concretos de Alta

Resistência CAA REF CAA REF

fct, 28 (MPa) 3,4 2,4 4,7 4,1

fct,180 (MPa) 3,3 3,1 5,7 3,9

fct,28 / fcu,28 (%) 7,1 6,5 5,9 6,6

fct,180 / fcu,180 (%) 6,0 7,7 6,2 5,5

Analisando os resultados do estudo de Sonebi et al. (2000), pode-se perceber

que os CAA apresentaram valores de resistência à tração sempre maiores que os

30

concretos de referência. O CAA de baixa resistência aos 28 dias de idade teve

resistência à tração indireta 42% maior que a do concreto de referência (com mesma

relação água/cimento); aos 180 dias, esta diferença caiu para 6%. Situação contrária

se verificou nos concretos de alta resistência; aos 28 dias de idade, o CAA apresentou

fct 15% maior que o concreto vibrado e esta diferença cresceu para 46% aos 180 dias

de idade.

As relações entre resistências à tração e à compressão para as duas classes

de concreto ficaram em torno de 6% a 8%.

Os resultados dos ensaios de módulo de elasticidade estão na tabela 3.5, junto

com as relações Ec/(fcu)0,5 ( fcu em MPa e Ec em GPa). O concreto vibrado teve essa

relação 12% maior que a do concreto auto-adensável.

Tabela 3.5 – Módulo de Elasticidade (SONEBI et al., 2000)

SONEBI et al. (2000) Concretos de Alta

Resistência REF CAA

Idade em meses 8 11

Módulo de Elasticidade (Ec), GPa 34,4 41,9 Relação *Ec/(fcu)

0,5 4,98 4,43 * Ec em GPa e fc em MPa

3.1.2 – Estudo de Geyer e Sena (2002)

Estudaram-se três tipos de concretos com cimento CP II F 32 e agregado com

dimensão máxima de 19 mm, um vibrado e dois auto-adensáveis, onde usaram-se

dois diferentes tipos de aditivos superplastificantes de 3a geração. Para cada tipo de

concreto foram desenvolvidas misturas com relações a/c variando de 0,30 a 1,00,

visando-se analisar concretos para diferentes aplicações. Definiu-se para os concretos

convencionais abatimento de 70 ± 10 mm e para os auto-adensáveis abatimento maior

que 200 mm; para os dois tipos de concreto mantiveram-se as mesmas proporções de

31

materiais, fazendo-se apenas a correção relativa à inclusão de aditivos nos auto-

adensáveis. Os ensaios de resistência à compressão aos 28 dias mostraram, para os

concretos de mesma relação água/cimento, resistências 4% a 29% maiores para o

concreto vibrado que para os concretos auto-adensáveis com os aditivos e os módulos

de elasticidade dos concretos vibrados foram 5% a 31% maiores que os dos concretos

auto-adensáveis. Este comportamento com relação à resistência à compressão

divergente do verificado em outros estudos pode ser explicado pelo fato dos aditivos

superplastificantes utilizados nos concretos auto-adensáveis terem incorporado grande

quantidade de ar na massa de concreto. Nos concretos vibrados, o teor de ar variou

de 0,5% a 1,2% e nos CAA entre cerca de 2,7% e 7,2%. A relação Ec/(fc)0,5 foi menor

nos CAA que nos vibrados de mesma relação a/c.

3.1.3 - Estudo de Tutikian (2004)

Foram dosados concretos vibrados, de referência, e concretos auto-adensáveis

com diferentes tipos de finos: fíler calcário, metacaulim e cinza de casca de arroz. Os

materiais utilizados foram cimento ARI RS, areia regular de rio e brita de origem

basáltica com dimensão máxima de 12,5mm. As composições dos concretos são

apresentadas na tabela 3.6 e suas características no estado fresco na tabela 3.7. Na

tabela 3.6 nota-se que, para cada grupo de concretos, foi variada a relação entre

teores de aglomerante (cimento mais adição ativa) e de material inerte (agregados

miúdos e graúdos mais filer) em massa (1:m): 1:3, 1:4.5, 1:6 e 1:7,5. Dos ensaios de

corpos-de-prova cilíndricos, foram obtidas as resistências à compressão, em

diferentes idades, e as resistências à tração por compressão diametral, aos 28 dias de

idade, que estão listadas na tabela 3.8.

Analisando os resultados mostrados na tabela 3.8 percebe-se que, dentro de

cada grupo de concretos, as resistências diminuem à medida que aumenta a relação

entre teores de material inerte e aglomerante. Independentemente das adições

32

empregadas, para concretos com relações água/aglomerante (a/agl) iguais ou bem

próximas, os com maiores teores de material inerte tendem a ter menor resistência à

compressão.

Na figura 3.1 são reunidos os gráficos de fc em função de a/agl para os

concretos de mesma relação entre teores de aglomerante e material inerte. Nela nota-

se haver tendência de diminuição de fc com o aumento da relação a/agl, podendo

haver, entretanto, variações em função do tipo de adição usado.

33

Tabela 3.6 – Composições (kg/m3) dos concretos estudados por Tutikian et al. (2004)

CONC. TRAÇO Agl Água C MC CCA FC Finos AR BR SP a/c a/f a/agl Volume de Pasta

(%)

Volume de Argamassa

(%)

REF

1:3 538 215 538 - - - 538 603 1012 - 0,40 0,40 0,40 40,6 63,8 1:4,5 398 195 398 - - - 398 763 1029 - 0,49 0,49 0,49 33,7 63,1 1:6 313 191 313 - - - 313 848 1030 - 0,61 0,61 0,61 30,3 63,1

1:7,5 255 196 255 - - - 255 895 1020 - 0,77 0,77 0,77 28,9 63,4

CAA com FC

1:3 518 254 518 - - 285 803 295 974 3,37 0,49 0,32 0,49 43,5 54,8 1:4,5 361 282 361 - - 379 740 312 933 2,35 0,78 0,38 0,78 41,0 52,9 1:6 298 241 298 - - 403 701 406 981 1,94 0,81 0,34 0,81 34,7 50,3

1:7,5 243 245 243 - - 402 645 452 972 1,58 1,01 0,38 1,01 33,3 50,6

CAA com MC

1:3 486 277 292 194 - - 486 545 914 3,65 0,95 0,57 0,57 46,2 67,1 1:4,5 378 227 265 114 - - 379 725 978 2,84 0,86 0,60 0,60 37,0 64,8 1:6 293 237 205 88 - - 293 793 963 2,20 1,16 0,81 0,81 34,9 65,4

1:7,5 238 245 167 71 - - 238 835 951 1,79 1,47 1,03 1,03 33,7 65,8

CAA com CCA

1:3 489 245 244 - 245 - 489 548 919 3,91 1,00 0,50 0,50 46,0 66,9 1:4,5 372 216 186 - 186 - 372 712 962 2,98 1,16 0,58 0,58 38,1 65,4 1:6 296 210 148 - 148 - 296 801 973 2,37 1,42 0,71 0,71 34,2 65,0

1:7,5 226 269 113 - 113 - 226 792 903 1,81 2,38 1,19 1,19 37,1 67,6

agl - aglomerante; C - cimento; MC - metacaulim; CCA – cinza de casca de arroz; FC - fíler calcário; AR - areia; BR - brita; a/c – relação água/cimento em massa; a/f - relação água/finos em massa; a/agl - relação água/aglomerante em massa; SP - aditivo superplastificante; CAA - concreto auto-adensável

34

Tabela 3.7 – Propriedades no estado fresco dos concretos estudados por Tutikian et al. (2004)

CONCRETOS TRAÇO Abatimento (mm)

Espalhamento (mm)

REFERÊNCIA

1:3 120 -

1:4,5 110 - 1:6 100 -

1:7,5 100 -

CAA com FC

1:3 - 590 1:4,5 - 690

1:6 - 590

1:7,5 - 580

CAA com MC

1:3 - 570 1:4,5 - 640 1:6 - 650

1:7,5 - 630

CAA com CCA

1:3 - 665 1:4,5 - 620 1:6 - 640

1:7,5 - 620

CAA - concreto auto-adensável; FC - fíler calcário; MC - metacaulim; CCA - cinza de casca de arroz.

35

Tabela 3.8 – Resistências à compressão e à tração (MPa) dos concretos estudados por Tutikian et al.(2004)

CONCRETOS COMPRESSÃO TRAÇÃO COMPRESSÃO

fct,28 / fc,28

(%) fc,3 fc,7 fc,28 fc,63 fct,28 fc,3/ fc,7 fc,3/ fc,28 fc,7/ fc,28 fc,63/fc,28

REFERÊNCIA

32,3 38,70 46,30 45,10 3,40 0,83 0,70 0,84 0,97 7,3 28,0 32,70 35,50 42,00 3,00 0,86 0,79 0,92 1,18 8,5 18,2 23,30 23,80 27,90 2,40 0,78 0,76 0,98 1,17 10 11,7 14,50 14,90 19,20 1,40 0,81 0,79 0,97 1,29 9,4

CAA com FC

35,1 38,30 43,00 44,70 3,10 0,92 0,82 0,89 1,04 7,2 12,6 15,80 21,40 21,20 1,60 0,80 0,59 0,74 0,99 7,5 12,8 15,90 18,60 21,40 2,00 0,81 0,69 0,85 1,15 11

7,8 9,70 11,60 13,00 1,20 0,80 0,67 0,84 1,12 10

CAA com MC

20,0 28,30 39,30 37,50 2,60 0,71 0,51 0,72 0,95 6,6 19,5 27,90 33,60 35,30 2,80 0,70 0,58 0,83 1,05 8,3 9,8 14,50 15,40 21,80 1,60 0,68 0,64 0,94 1,42 10 5,2 8,70 14,00 15,80 1,20 0,60 0,37 0,62 1,13 8,6

CAA com CCA

16,1 22,10 32,10 39,60 2,80 0,73 0,50 0,69 1,23 8,7 11,4 15,90 26,20 33,40 2,20 0,72 0,44 0,61 1,27 8,4

7,6 10,40 20,50 25,80 1,20 0,73 0,37 0,51 1,26 5,9

2,3 4,60 10,30 13,10 1,10 0,50 0,22 0,45 1,27 11

CAA - concreto auto-adensável; FC - fíler calcário; MC - metacaulim; CCA - cinza de casca de arroz.

36

Figura 3.1 - Resistências à compressão dos concretos de mesma relação entre teores de aglomerantes e materiais inertes – Gráficos plotados a partir dos resultados dos

estudos de Tutikian et al.(2004)

A figura 3.2, onde comparam-se os valores de fc em função da idade dos

concretos de mesma relação entre teores de aglomerantes e material inerte e relações

a/agl iguais ou bem próximas, mostra que há maiores diferenças entre fc dos concretos

com traço 1:3 e filer calcário e cinza de casca de arroz do que entre os dos concretos

com traços 1:6 e 1:7,5 e filer calcário e metacaulim.

Na figura 3.3, onde constam os valores de fc,28 em função de a/agl,

independentemente da relação entre materiais inertes e aglomerantes (m), também

pode-se notar maior semelhança entre as curvas referentes aos concretos com filer

calcário e metacaulim do que entre as demais.

37

Traço 1:3,0

Traço 1:6,0

Traço 1:7,5

Figura 3.2 - Comparação entre resistências à compressão de concretos com mesma relação

entre teores de aglomerantes e materiais inertes e relação a/agl igual ou bem próxima – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Tutikian et al. (2004)

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3

a/agl

f c,2

8 (M

Pa)

REF

FC

MC

CCA

Log. (REF)

Log. (FC)

Log. (MC)

Log. (CCA)

Figura 3.3 - Resistências à compressão aos 28 dias de concretos em função de a/agl,– Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Tutikian et al. (2004)

38

Nas resistências à tração aos 28 dias observam-se as mesmas tendências que

nas resistências à compressão e as relações fct,28/fc,28 variaram entre cerca de 6% e

11%.

3.1.4 - Estudo de Cavalcanti (2006)

Foi dosado concreto auto-adensável, utilizando como fino resíduo de serragem

de mármore e granito (RSMG), que é um material do tipo inerte. Suas propriedades (fc,

fct e Ec), obtidas de ensaios de corpos-de-prova (4 para cada ensaio) cilíndricos de 100

mm de diâmetro e 200 mm de altura, curados em água, foram comparadas com

propriedades de um concreto vibrado.

As composições dos concretos estudados por Cavalcanti (2006) são mostradas

na tabela 3.9 e suas propriedades no estado fresco na tabela 3.10.

Tabela 3.9 – Composições dos concretos (CAVALCANTI, 2006)

CAVALCANTI (2006) REF CAA

Água (kg/m3) 205 196

Cimento porland CPII-Z-32 (kg/m3) 392 392

Fíler RSMG (kg/m3) - 196

Total de finos (kg/m3) 392 588

Areia média quartzosa (kg) 881 783

Agregado graúdo granítico 12,5 mm (kg/m3) 893 795

Superplastificante (kg/m3) - 2,1

Plastificante normal (kg/m3) 2,5 -

Volume de pasta (%) 33 40

Volume de argamassa (%) 66 70

a/c 0,5 0,5 a/f 0,5 0,33

39

Tabela 3.10 – Propriedades dos concretos no estado fresco (CAVALCANTI, 2006)

CAA REF

Espalhamento (mm) 670 - Abatimento (mm) - 150 Funil-V (s) 2,4 - Caixa-L (h2/h1) 0,8 -

Os resultados (tabela 3.11) mostram que os valores de resistência à

compressão dos exemplares de CAA foram maiores do que os dos concretos de

referência. Nos concretos estudados por Cavalcanti (2006), houve um aumento de

37% na resistência á compressão aos 7 dias de idade do CAA em relação ao concreto

vibrado e aos 28 dias de idade esse ganho foi de cerca de 14%.

Os resultados dos ensaios de tração indireta obtidos por Cavalcanti (2006) são

mostrados nas tabelas 3.12.

Tabela - 3.11 – Valores médios de fc para os concretos (CAVALCANTI, 2006)

fc (MPa)

3 dias 7 dias 28 dias 91 dias

REF - 22,8 32,3 -

CAA 25,1 31,3 36,8 38,9

Tabela 3.12 – Valores de fct e relação fct/fc para o concreto CAA (CAVALCANTI, 2006)

CAA

Idade fct (MPa) fct/fc (%)

3 dias 2,5 10,0 7 dias 2,6 8,3 28 dias 4,2 11,4 91 dias 4,4 11,3

As relações entre resistências à tração e à compressão do concreto auto-

adensável ficaram em torno de 10% ou 11%, com exceção da referente aos 7 dias de

idade, que ficou em torno de 8%, em decorrência do ganho de resistência à

40

compressão ter sido maior que o ganho da resistência à tração dos 3 aos 7 dias de

idade.

Os resultados dos ensaios de módulo de elasticidade são apresentados na

tabela 3.13, junto com as relações Ec/(fc)0,5 ( fc em MPa e Ec em GPa).

O CAA ensaiado por Cavalcanti (2006), aos 7 dias de idade, apresentou

relação entre módulo de elasticidade e raiz quadrada da resistência à compressão 8%

menor que o vibrado e, aos 28 dias de idade, 7% maior.

Tabela 3.13 – Valores de Ec e das relações Ec/(fc)

0,5, com fc em MPa e Ec em GPa (CAVALCANTI, 2006)

CAVALCANTI (2006) REF CAA

Idade em dias 7 28 3 7 28 91

Módulo de Elasticidade (Ec), GPa 28,3 30,7 27,1 30,2 35,0 35,5

Relação Ec/(fc) 0,5 5,9 5,4 5,4 5,4 5,8 5,7

3.1.5 - Estudo de Assié et al. (2006)

Foram dosados dois tipos de concretos com faixa de resistência em torno de

20 MPa. Foi utilizado o pó de calcário como fíler no CAA e foram moldados corpos-de-

prova cilíndricos de 110 mm de diâmetro por 220 mm de altura (tipo de cura não

mencionado) para obtenção da resistência à compressão e do módulo de elasticidade

aos 28 dias. As composições dos dois concretos, suas características no estado fresco

e propriedades aos 28 dias de idade são mostradas nas tabelas 3.14, 3.15 e 3.16,

respectivamente. Para o cálculo do volume de argamassa foram adotados valores de

massa específica de 2,7 kg/dm3, 2,6 kg/dm3, e 1,1 kg/dm3, para a brita, a areia e

superplastificante respectivamente, já que essas grandezas não foram fornecidas.

Mesmo com uma relação água/cimento maior, o CAA apresentou resistência à

compressão aos 28 dias 21% maior que a do concreto de referência, mas teve módulo

de elasticidade 6% menor e relação Ec/(fc)0,5 14% menor.

41

Tabela 3.14 – Composição dos concretos (ASSIÉ et al., 2006)

ASSIÉ et al. (2006) REF CAA

Água (kg/m3) 189 205 Cimento CEM II/A-LL 32,5 R, cimento composto com 15,8% de filer calcário (kg/m3) 315 315

Fíler calcário (kg/m3) - 150

Total de finos 315 465

Areia (kg/m3) 981 900

Agregado graúdo (kg/m3) 841 771

Superplastificante (kg/m3) 1,4 8

Volume de pasta (%) 31 38

Volume de argamassa (%) 68 71

a/c 0,6 0,65

a/f 0,6 0,44

Tabela 3.15 – Propriedades dos concretos no estado fresco (ASSIÉ et al., 2006)

REF CAA Abatimento (mm) 125 - Espalhamento (mm) - 670 Caixa-L (h2/h1) 0,82 - Teor de ar (%) 5,2 2,1

Tabela 3.16 – Propriedades dos concretos (fc em MPa e Ec em GPa) (ASSIÉ et al., 2006)

fc,28 Ec,28 Ec/(fc)0,5

CAA 26,4 29,3 5,70 REF 21,8 31,0 6,64

3.1.6 - Georgiadis, Anagnostopoulos e Sideris (2007)

Estudaram-se dez diferentes tipos de concretos, sendo dois vibrados e oito

auto-adensáveis. Os concretos foram dosados visando ter-se fc obtida do ensaio de

cilindros de: 25 MPa e 30 MPa (resistências de 30 MPa e 37 MPa obtidas de ensaios

de cubos). Todos os concretos foram confeccionados com cimento tipo CEM II 42,5

42

(cimento composto, equivalente ao CPII), agregado graúdo de calcário ou granito

britado com dimensão máxima de 16 mm e areia de calcário britado. Para os

concretos auto-adensáveis foram usados como finos pó de calcário, uma mistura de

pó de calcário com argila calcinada (CKD), escória de alto forno e pó de vidro moído.

As composições dos concretos e suas características no estado fresco são

apresentadas nas tabelas 3.17 e 3.18, respectivamente. Nelas, verifica-se que os CAA

têm aproximadamente o mesmo teor de finos em massa. O teor de ar de todos os

concretos ficou em torno de 4%. Para o cálculo do volume de pasta e argamassa

foram adotados valores de massa específica de 2,7 kg/dm3, 2,6 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3,

para a brita, a areia e o superplastificante respectivamente.

Foram moldados corpos-de-prova cúbicos de 150 mm para os testes de

resistência à compressão aos 7 e 28 dias e corpos-de-prova cilíndricos de 150 mm de

diâmetro e 300 mm de altura para os ensaios de tração por compressão diametral aos

7 e 28 dias e módulo de elasticidade aos 28 dias. Os resultados destes ensaios são

apresentados na tabela 3.19.

Analisando os resultados dos ensaios, percebe-se que os CAA com finos

constituídos apenas por calcário foram os que apresentaram maiores valores de fc e fct.

Aos 7 dias de idade, os concretos com menores valores de fc foram os com finos de

escória ou de vidro moído e aos 28 dias foram os com finos de pó de calcário e argila

calcinada.

As relações fct,28/fc,28 variam entre 8% e 11% para ambos os tipos de

concretos.

Os módulos de elasticidade normalizados dos concretos auto-adensáveis

foram menores que os dos concretos vibrados.

As curvas tensão normal de compressão-deformação específica dos CAA

mostraram que não só o módulo de elasticidade, mas também a deformação

específica correspondente à tensão máxima, dependeu do tipo de adição empregada

como finos.

43

Tabela 3.17 – Composições dos concretos (GEORGIADIS, ANAGNOSTOPOULOS e SIDERIS, 2007)

REF CAA

REF 25/30

REF 30/37

Pó de calcário Pó de calcário +

CKD Escória Pó de Vidro CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

Cimento CEM II (kg/m3) 325 370 336 374 332 372 340 378 338 378 Pó de calcário (kg/m3) - - 136 104 68 28 - - - - CKD (kg/m3) - - - - 67 75 - - - - Escória de alto-forno (kg/m3) - - - - - - 133 100 - - Pó de vidro (kg/m3) - - - - - - - - 130 98

Total de finos (kg/m3) 325 370 472 478 467 475 473 478 468 476 Areia (kg/m3) 940 870 916 898 916 916 825,8 861,4 844,2 862 Agregado graúdo (kg/m3) 927 955 800 800 800 800 800 800 800 800 Água (kg/m3) 183 185 174 180 180 178 206 193 200 192 Superplastificante (%) 1 1,1 1,63 1,88 1,85 1,88 1,29 1,74 1,16 1,17 a/c 0,56 0,50 0,52 0,48 0,54 0,48 0,61 0,51 0,59 0,51 a/f 0,56 0,50 0,37 0,38 0,39 0,37 0,44 0,40 0,43 0,40 Volume de pasta (%) 28,9 30,6 33,7 34,1 33,7 33,6 37,2 35,8 36,6 35,8 Volume de argamassa (%) 65,2 64,1 69,3 69,5 69,3 69,2 69,4 69,3 69,5 69,4

44

Tabela 3.18 – Características dos concretos no estado fresco (GEORGIADIS, ANAGNOSTOPOULOS e SIDERIS, 2007)

REF CAA

REF 25/30

REF 30/37

Pó de calcário Pó de calcário +

CKD Escória Pó de Vidro CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

Abatimento (mm) 190 200 - - - - - - - - Espalhamento (mm) - - 755 770 715 720 755 775 740 735 Teor de ar (%) 4,40 4,10 3,70 3,60 3,80 3,60 3,90 3,70 3,40 4,20 T500 (s) - - 2 1,72 2,86 2,56 4,72 4,25 1,66 1,25 Caixa L - - 0,88 0,88 0,8 0,8 0,89 0,85 0,82 0,8

Tabela 3.19 – Propriedades dos concretos no estado endurecido (GEORGIADIS, ANAGNOSTOPOULOS e SIDERIS, 2007)

REF CAA

REF 25/30

REF 30/37

Pó de calcário Pó de calcário + CKD Escória Pó de Vidro

CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

CAA 25/30

CAA 30/37

fcu,7 (MPa) 30,7 38,2 33,1 45,1 30,7 39,0 25,7 28,2 28,6 31,4

fcu,28 (MPa) 36,0 52,7 37,1 54,0 34,8 48,6 37,7 53,5 38,3 49,0

fct,7 (MPa) 3,11 3,75 3,80 4,06 3,01 3,51 2,94 3,74 2,92 3,86

fct,28 (MPa) 3,80 4,22 4,10 4,56 3,75 4,10 3,95 4,35 3,78 4,18

Ec,28 (GPa) 31,1 33,2 30,6 31,7 30,1 31,8 30,6 31,7 26,5 27,1

fct,28/fcu,28 (%) 10,6 8,0 11,1 8,4 10,8 8,4 10,5 8,1 9,9 8,5

*Ec,28/√fcu,28 5,18 4,57 5,02 4,31 5,10 4,56 4,98 4,33 4,28 3,87

* Ec em GPa e fc em MPa

45

3.1.7 – Estudo de Alencar (2008)

Foram estudados nove grupos de concretos para serem adotados em empresa

de pré-fabricação, sendo dois de concretos vibrados, tidos como de referência, e sete

de concretos auto-adensáveis. Os concretos auto-adensáveis foram dosados para

duas classes definidas pelo ensaio de espalhamento: SF2 (espalhamento entre 660 a

750mm) e SF3 (espalhamento entre 760 a 850mm) e para cada uma dessas classes

foram dosados CAA sem adição, com metacaulim e com fíler calcário. Os materiais

utilizados nos concretos foram cimento CPV ARI, aditivos superplastificantes de última

geração Viscocrete 3535 CB (PC1) e Viscocrete 20 HE (PC2), areia rosa quartzosa

como agregado miúdo e dois tipos de agregados graúdos de granito britado. Uma das

britas tinha dimensão máxima de 19 mm (conhecida comercialmente como brita 1) e a

outra, com dimensão máxima de 12,5 mm, tinha granulometria fora das faixas de

norma. As composições e as propriedades no estado fresco dos concretos são

apresentados nas tabelas 3.20 a 3.23. As composições objetivaram resistências à

compressão aos 28 dias entre 50 MPa e 70 MPa.

Para cada concreto foram concretados 4 corpos-de-prova cilíndricos (100 mm

de diâmetro e 200 mm de altura) que foram testados à compressão axial aos 28 dias

de idade. Os corpos-de-prova de concreto auto-adensável foram moldados sem

nenhum tipo de adensamento, enquanto os de referência foram adensados com

vibrador de agulha. Após a concretagem, os corpos-de-prova foram cobertos com

filme plástico por 24 h e, posteriormente, retirados das formas e deixados em câmara

úmida até o momento dos ensaios. O teor de ar dos concretos variou entre 1,0% e

1,7%. Os resultados dos ensaios de resistência à compressão aos 28 dias são

apresentados nas tabelas 3.20 a 3.22.

46

Tabela 3.20 – Composições dos concretos vibrados (ALENCAR, 2008)

Conc α (%) m Cimento

(kg/m3) Metacaulim

(kg/m3) Areia

(kg/m3) Filer

(kg/m3) Brita 1 (kg/m3)

Brita (kg/m3)

Água (kg/m3)

Sup. PC1

(kg/m3) a/c a/f* a/agl*

Volume pasta (%)

Volume argamassa

(%)

fc,28

(MPa)

CO

NC

RE

TO

VIB

RA

DO

REF 1 47

5 379 - 690 - 844 362 145 3 0.38 0.38 0.39 27.3 53,8 76.9

5.5 347 - 713 - 837 359 149 2.8 0.43 0.42 0.43 26.6 54,1 68.8

6 321 - 736 - 834 357 153 2.6 0.48 0.47 0.48 26.2 54,4 57.8

6.5 296 - 749 - 825 354 158 2.4 0.53 0.52 0.54 25.9 54,8 53.9

7 277 - 763 - 821 352 162 2.2 0.58 0.57 0.59 25.6 55,1 45.6

REF 2 53

4.5 410 - 786 - 743 318 149 4.1 0.36 0.36 0.37 28.7 59,1 76.1

5 375 - 818 - 741 317 151 3.8 0.40 0.40 0.41 27.8 59,3 65.9

5.5 338 - 827 - 723 310 169 3.4 0.50 0.49 0.51 28.4 60,3 57.3

6 313 - 849 - 722 309 169 3.1 0.54 0.53 0.55 27.6 60,4 52.1

6.5 291 - 865 - 717 307 175 2.9 0.60 0.59 0.61 27.5 60,7 47.0

7 270 - 875 - 710 304 181 2.7 0.67 0.65 0.68 27.3 61,1 35.4

α = teor de argamassa seca, em massa: (cimento+adições+areia)/( cimento+adições+areia+britas)

m = relação entre materiais inertes e aglomerantes, em massa

* considerou-se a parte líquida do superplastificante na água e como finos, além do cimento e adições, as partículas dos agregados passantes pela peneira 0,075mm.

47

Tabela 3.21 – Composições dos concretos auto-adensáveis classe SF2 (ALENCAR, 2008)

Conc. α

(%) m Cimento (kg/m3)

Metacaulim (kg/m3)

Areia (kg/m3)

Filer (kg/m3)

Brita 1 (kg/m3)

Brita (kg/m3)

Água (kg/m3)

Sup. PC1


Volume pasta (%)

Volume argamassa

(%)

fc,28

(MPa) C

AA

- S

F2

CAA sem

adição 68

2.5 630 - 869 - 494 212 172 10.1 0.27 0.28 0.28 38.4 72,1 78.5 3 538 - 925 - 482 207 189 8.6 0.35 0.36 0.36 37.2 72,9 71.8

3.5 474 - 977 - 478 205 192 7.6 0.41 0.41 0.42 35.3 73,2 65.5

4 423 - 1015 - 474 203 197 6.8 0.47 0.46 0.48 34.1 73,5 60.0 4.5 382 - 1047 - 471 202 198 6.1 0.52 0.51 0.53 32.8 73,6 51.3

CAA com

Metac. 62

2.5 599 25 730 - 581 249 179 10 0.30 0.28 0.30 39.1 67,4 81.0

3 515 27 802 - 577 247 182 8.7 0.35 0.32 0.35 36.7 67,7 74.0 3.5 449 29 856 - 572 245 183 7.6 0.41 0.36 0.39 34.8 68 66.2 4 394 30 889 - 563 241 195 6.8 0.49 0.43 0.47 34.1 68,6 62.9

4.5 352 31 921 - 559 240 198 6.1 0.56 0.47 0.53 33 68,8 56.3 5 315 31 940 - 552 236 207 5.5 0.66 0.54 0.61 32.8 69,2 52.1

CAA com

Filer 1 65

3 552 - 874 9 541 232 171 7.7 0.31 0.31 0.32 36 69,8 77.6

3.5 485 - 887 47 535 229 179 6.8 0.37 0.34 0.38 36 70,2 71.4 4 435 - 891 88 533 228 181 6.1 0.42 0.35 0.42 36 70,4 64.4

4.5 394 - 883 132 531 228 182 5.5 0.46 0.35 0.47 36.3 70,5 60.0

5 360 - 867 178 529 227 182 5 0.51 0.34 0.51 36.8 70,6 56.5 5.5 330 - 841 224 526 225 187 4.6 0.57 0.34 0.57 37.9 70,8 51.2

CAA com

Filer 2 65

3 543 - 773 96 532 228 182 7.6 0.34 0.28 0.33 39.6 70,2 75.6

3.5 483 - 809 121 533 228 184 6.8 0.38 0.31 0.39 39 70,3 69.5 4 431 - 825 146 528 226 184 6 0.43 0.32 0.44 38.3 70,5 63.0

4.5 393 - 840 172 530 227 185 5.5 0.47 0.33 0.48 38 70,6 57.9

5 358 - 842 197 527 226 187 5 0.52 0.34 0.53 38 70,7 53.0 5.5 330 - 841 224 526 225 187 4.6 0.57 0.34 0.57 38 70,8 51.2

α = teor de argamassa seca


* considerou-se a parte líquida do superplastificante na água e como finos, além do cimento e adições, as partículas dos agregados passantes

pela peneira 0,075mm.

48

Tabela 3.22 – Composições dos concretos auto-adensáveis classe SF3 (ALENCAR, 2008)

Concreto α (%) m Cimento

(kg/m3) Metacaulim

(kg/m3) Areia

(kg/m3) Filer

(kg/m3) Brita 1 (kg/m3)

Brita Água (kg/m3)

Sup. PC2


Volume pasta (%)

Volume argamassa

(%)

fc,28

(MPa) (kg/m3)

CA

A -

SF

3

CAA sem adição 71

2 740 - 836 - - 644 174 11.1 0.24 0.24 0.25 41.6 74,5 82.7

2.5 632 - 939 - - 642 175 9.5 0.28 0.28 0.29 38.2 74,8 76.1

3 544 - 1001 - - 631 183 8.2 0.34 0.34 0.35 36.2 75,2 70.4

3.5 474 - 1040 - - 618 197 7.1 0.42 0.42 0.43 35.4 75,8 61.9

4 423 - 1080 - - 614 202 6.4 0.48 0.48 0.49 34.3 76,1 56.0

CAA com Metac. 65

2.5 591 31 793 - - 762 184 9.3 0.31 0.29 0.31 39 70,1 79.4

3 503 38 866 - - 758 188 8.1 0.37 0.33 0.36 36.9 70,4 72.6

3.5 432 43 913 - - 747 194 7.1 0.45 0.37 0.42 35.4 70,8 64.9

4 374 46 945 - - 735 206 6.3 0.55 0.43 0.50 34.8 71,4 58.6

4.5 328 49 971 - - 726 216 5.7 0.66 0.49 0.58 34.5 71,8 52.9

CAA com Filer 1 68

2.5 626 - 717 147 - 701 181 8.8 0.29 0.24 0.30 43.8 72,4 80.3

3 546 - 756 183 - 699 184 7.6 0.34 0.26 0.34 42.9 72,6 73.2

3.5 481 - 772 218 - 692 186 6.7 0.39 0.27 0.40 42.2 72,9 66.4

4 432 - 782 254 - 691 190 6 0.44 0.28 0.45 42.3 73,1 61.3

4.5 390 - 781 289 - 687 191 5.5 0.49 0.28 0.50 42.4 73,2 55.2

α = teor de argamassa


* considerou-se a parte líquida do superplastificante na água e como finos, além do cimento e adições, as partículas dos agregados passantes

pela peneira 0,075mm.

49

Tabela 3.23 – Propriedades dos concretos no estado fresco (ALENCAR, 2008)

CONCRETO VIBRADO

CONCRETO REF 1 REF 2

m 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 Abatimento (mm) 110 +/- 10 140 +/- 10

CAA - SF2

CONCRETO CAA sem adição CAA com Metacaulim CAA com fíler 1 CAA com fíler 2

m 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5

Espalhamento (mm) 700 660 690 660 650 690 660 660 660 650 690 680 700 680 680 690 710 710 710 710 720 710 710

Funil-V (s) 7,1 4,6 3,3 4,1 3 7,2 5,7 6 4 3,5 3 5,6 4,5 5,5 4,4 6,2 5,5 6,3 5,5 5,6 6,8 7,2 5,5

CAA - SF3

CONCRETO CAA sem adição CAA com Metacaulim CAA com fíler 1

m 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 Espalhamento (mm) 760 750 760 740 750 760 760 770 760 750 780 770 770 770 760

Funil-V (s) 5,9 6,8 4,1 3,6 4 6,8 3,5 3,3 2,8 3 6,7 6,6 4,9 4,5 5

50

Figura 3.4 – Resistência à compressão em função da relação a/agl para concretos de mesma relação entre materiais inertes e aglomerantes – Gráficos plotados a partir dos resultados do

estudo de Alencar, 2008

51

Independentemente do tipo de concreto, fc,28 diminui à medida que se aumenta

a relação entre materiais inertes e aglomerantes (m) e a relação a/agl (tabelas 3.20 a

3.22 e figura 3.4). A figura 3.5 mostra as relações entre fc,28 e a/agl de diferentes

grupos e de todos os concretos, independentemente da relação entre materiais inertes

e aglomerantes. As diferenças em a/agl relativas a um determinado valor de fc,28 são

conseqüência das características do concreto fresco desejadas.

Figura 3.5 – Resistência à compressão em função da relação a/agl, independentemente da relação entre materiais inertes e aglomerantes – Gráficos plotados a

partir dos resultados do estudo de Alencar, 2008

52

3.1.8 - Estudo de Araujo et al. (2008)

Estudaram-se diversos concretos auto-adensáveis onde foram realizadas

substituições parciais (20%, 25% ou 30%) da areia natural por finos de pedreira

(micaxisto, granito ou gnaisse, com 90% de partículas com dimensão máxima de

0,0854 mm, 0,135 mm e 0,109 mm, respectivamente) e substituições parciais de

cimento por sílica ativa (8%), metacaulim (8%) ou pozolana de argila calcinada (25%).

Um concreto convencional, sem adições, foi dosado e tomado como referência.

Cimento CP-V ARI, areia natural, agregado graúdo de granito britado com dimensão

máxima de 9,5 mm e superplastificante foram utilizados nas misturas de CAA. No

concreto de referência foram usados os mesmos materiais, mas em vez de

superplastificante foi utilizado plastificante. Os traços e as características no estado

fresco dos concretos produzidos estão nas tabelas 3.24 e 3.25, respectivamente. O

teor de argamassa seca, em massa, dos concretos era 56% e o teor de ar variou entre

1,0% e 2,3%.

Corpos-de-prova cilíndricos com 100mm de diâmetro e 200mm de altura foram

moldados e ensaiados para obtenção de resistência à compressão, resistência à

tração por compressão diametral e módulo de elasticidade. Para os ensaios de tração

na flexão foram utilizados corpos-de-prova prismáticos de seção transversal quadrada

com dimensão de 150mm e comprimento de 500mm. Todos os ensaios foram

realizados para a idade de 28 dias. Os corpos-de-prova, após desmoldados, foram

curados em câmara úmida com temperatura e umidade controladas até o momento

dos ensaios. Os resultados dos ensaios são mostrados na tabela 3.26.

A menos dos assinalados com asterisco na tabela 3.26, que se mostraram

claramente inconsistentes, os resultados de fc,28, fct,28 e Ec,28 são mostrados nas figuras

3.6 a 3.11, em função de a/agl.

53

Tabela 3.24 – Traços dos concretos produzidos (ARAUJO et al., 2008)

CONCRETO m Traço em massa Aditivo

a/agl cimento adições agregado

miúdo agregado graúdo %

REFERÊNCIA

3 1 - 1,24 1,76 0,6 0,45

4,5 1 - 2,08 2,42 0,6 0,6

6 1 - 2,92 3,08 0,6 0,78

SÍLICA ATIVA

3 0,92 0,08 1,24 1,76 1 0,5 4,5 0,92 0,08 2,08 2,42 1 0,63

6 0,92 0,08 2,92 3,08 1,02 0,8

METACAULIM

3 0,92 0,08 1,24 1,76 1,11 0,49 4,5 0,92 0,08 2,08 2,42 1,3 0,64

6 0,92 0,08 2,92 3,08 0,73 0,82

POZOLANA DE ARGILA CALCINADA

3 0,75 0,25 1,24 1,76 1,05 0,42 4,5 0,75 0,25 2,08 2,42 1,53 0,54

6 0,75 0,25 2,92 3,08 1,65 0,7

MICAXISTO

3 1 0,25 0,99 1,76 0,7 0,51

4,5 1 0,52 1,56 2,42 1,2 0,68

6 1 0,88 2,04 3,08 1 0,95

GRANITO

3 1 0,25 0,99 1,76 0,7 0,48 4,5 1 0,52 1,56 2,42 1,16 0,61

6 1 0,88 2,04 3,08 1,52 0,77

GNAISSE

3 1 0,25 0,99 1,76 0,82 0,48 4,5 1 0,52 1,56 2,42 0,92 0,65

6 1 0,88 2,04 3,08 1,06 0,84

Tabela 3.25 – Propriedades dos concretos no estado fresco (ARAUJO et al., 2008)

CONCRETO REFERÊNCIA m 3 4,5 6

Abatimento (mm) 90 70 80

CONCRETO SILICA ATIVA METACAULIM POZOLANA m 3 4,5 6 3 4,5 6 3 4,5 6

Espalhamento (mm) 605 610 590 600 610 605 600 640 610

CONCRETO MICAXISTO GRANITO GNAISSE m 3 4,5 6 3 4,5 6 3 4,5 6

Espalhamento (mm) 610 605 590 620 585 625 620 590 600

54

Tabela 3.26 – Propriedades dos concretos no estado endurecido (ARAUJO et al., 2008)

CONCRETO Teor % m fc,28

(MPa) Ec,28

(GPa) fct,28

(Mpa) fct,fl,28

(MPa) fct,28/fc,28 (%) **Ec,28/(fc,28)0,5

REFERÊNCIA

0 3 48,8 30,5 5,04 5,83 10,3 4,37 0 4,5 39,0 24,3 3,61 4,66 9,26 3,89

0 6 26,6 21,0 3,02 4,11 11,4 4,07

SÍLICA ATIVA

8 3 60,1 33,9 5,34 7,12 8,89 4,37

8 4,5 46,8 28,5* 1,92* 5,42 - -

8 6 36,7 28,5 4,10 4,47 11,2 4,70

METACAULIM

8 3 49,1 30,1 5,28 6,28 10,8 4,30

8 4,5 30,0 27,6 3,21* 5,00 10,7 5,04

8 6 23,5 22,0 3,44 4,18 14,6 4,54

POZOLANA DE ARGILA CALCINADA

25 3 50,7 32,6 4,99 6,16 9,84 4,58 25 4,5 38,5 31,5* 4,23 5,28 11,0 -

25 6 27,3 23,8 3,08 4,05 11,3 4,56

MICAXISTO

20 3 41,3 25,8 4,40 4,93 10,7 4,01 25 4,5 28,4 23,8 3,59 4,48 12,6 4,47

30 6 17,3 18,5 4,99* 3,42 - 4,45

GRANITO

20 3 39,6 27,3 3,80 5,13 9,6 4,34

25 4,5 34,6 24,7 4,13* 4,76 - 4,20

30 6 27,6 21,8 3,03 4,17 11,0 4,15

GNAISSE 20 3 46,2 31,9 3,72 6,40 8,05 4,69 25 4,5 35,7 29,0 3,24 5,07 9,08 4,85 30 6 28,0 27,8 2,95 4,16 10,5 5,25

** Ec em GPa e fc em MPa

55

Figura 3.6 – Resistência à compressão em função da relação a/agl dos concretos com substituição de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de

Araujo et al., 2008.

Figura 3.7 – Resistência à compressão em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de


56

Figura 3.8 – Módulo de elasticidade em função da relação a/agl dos concretos com substituição de de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de


Figura 3.9 – Módulo de elasticidade em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Araujo et al.,

2008.

57

Figura 3.10 – Resistência à tração por compressão diametral em função da relação a/agl dos concretos com substituição de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos

ensaios de Araujo et al., 2008

Figura 3.11 – Resistência à tração por compressão diametral em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos

ensaios de Araujo et al., 2008.

De maneira geral, para todas as propriedades no estado endurecido, a

tendência é de que quanto maior a relação água/aglomerante menores os seus

valores.

58

Os concretos auto-adensáveis com sílica ativa apresentaram maiores

resistências à compressão para todas as faixas de relação água/aglomerante. Em

comparação com os concretos auto-adensáveis produzidos com metacaulim, os com

sílica ativa apresentaram em média resistências 56% maiores. Os CAA com adição de

pozolana tiveram resistências cerca de 16% maiores que os produzidos com

metacaulim.

Dos concretos com substituição de parte do agregado miúdo, os com finos de

gnaisse tiveram os maiores valores de fc,28. E os concretos com micaxisto e granito

apresentaram valores de resistência à compressão menores que o concreto com

gnaisse para todas as relações a/agl.

Os concretos com sílica ativa e com finos de gnaisse apresentaram maiores

módulos de elasticidade. Todos os concretos com adições ativas e boa parte dos com

adições inertes tiveram módulo maior que os concretos de referência.

Os concretos com sílica ativa e metacaulim apresentaram maiores resistências

à tração por compressão diametral. Dos concretos com substituição de parte do

agregado miúdo, os com micaxisto tiveram os maiores valores de fct,28, seguidos pelos

de referência. As relações fct,28/fc,28 variaram entre 8% e 15%.

Os concretos com sílica ativa tiveram os maiores valores de resistência à

tração na flexão, seguidos dos concretos com metacaulim e material fino de gnaisse.

3.1.9 – Estudo de Dinakar, Babu e Santhanam (2008)

O estudo incluiu cinco concretos vibrados e oito auto-adensáveis com teores

de cinza volante variando entre 10% a 85% do total de aglomerantes. Objetivou-se ter-

se grupos de concretos com resistências à compressão entre 20 e 100 MPa. Cimento

portland ASTM Tipo I (equivalente ao CP I) e areia natural de rio foram usados em

todos os concretos. O agregado graúdo empregado foi de granito britado; com

dimensão máxima de 12 mm nos CAA e de 20 mm nos concretos vibrados. As

59

composições dos concretos são mostradas na tabela 3.27 e as propriedades dos

concretos no estado fresco na tabela 3.28. Para o cálculo do volume de pasta e

argamassa dos concretos foram adotados valores de massa específica de 2,7 kg/dm3,

2,6 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3, para brita, areia e superplastificante respectivamente.

Corpos-de-prova cúbicos de 100 mm foram moldados para os ensaios de

resistência à compressão aos 3, 7, 28, 90 e 180 dias de idade. Os testes de

resistência à tração por compressão diametral foram realizados em cilindros de 100

mm de diâmetro por 200 mm de altura, aos 90 dias de idade, e os ensaios de módulo

de elasticidade foram realizados em corpos-de-prova cilíndricos de 150 mm de

diâmetro por 300 mm de altura, também aos 90 dias de idade. Os corpos-de-prova

foram deixados em ambiente úmido desde a concretagem até o momento da

desmoldagem e, em seguida, deixados imersos em tanques de água até o momento

dos ensaios. Os resultados dos ensaios realizados estão na tabela 3.29.

Os parâmetros variados num mesmo grupo de concretos tornam difícil a

comparação do desempenho deles. Entretanto, algumas observações podem ser

feitas sobre os resultados obtidos. As resistências à compressão, mostradas em

gráficos na figura 3.12, indicam a relevância não só da relação a/agl, mas também da

relação a/c e da percentagem de cinza volante em relação ao total de aglomerantes na

evolução da resistência ao longo do tempo. Concretos com cinza volante tenderam a

ter menor taxa de evolução de resistência nas primeiras idades e maior nas idades

mais avançadas.

Nas figuras 3.13 e 3.14, nota-se tendência de, para determinado valor de fc, ter-

se maior valor de fct e menor de Ec para os CAA. As relações fct,90/fcu,90 variam entre 7%

e 12%.

60

3.27 – Composições dos concretos (DINAKAR, BABU e SANTHANAM, 2008)

Grupo Cimento kg/m3

Cinza Volante

kg/m3 (%)*

Finos kg/m3

Agregado kg/m3 Água kg/m3

Superpl. (%) a/c a/f

Volume de

pasta (%)

Volume de argamassa

(%) 20 mm 12,5 mm 6,3 mm Areia

NC20 234 0 0 234 893 263 375 337 185 0 0,79 0,79 27 41 SCC558 83 468 (85) 551 - 624 170 624 226 2 2,72 0,41 47 71

NC30 319 0 0 319 806 235 336 302 185 0 0,58 0,58 31 44 SCC557 165 385 (70) 550 - 656 178 656 187 2 1,13 0,34 43 68 SCC757 225 525 (70) 750 - 487 133 487 248 2 1.10 0,33 58 77

NC60 500 0 0 500 702 205 292 263 185 0 0,37 0,37 39 50 SCC555 275 275 (50) 550 - 691 189 691 187 2,50 0,68 0,34 41 67 SCC655 325 325 (50) 650 - 611 166 611 221 2 0,68 0,34 48 71

NC90 552 0 0 552 703 205 293 253 160 1 0,29 0,29 38 49 SCC553 385 165 (30) 550 - 732 199 732 171 2,50 0,44 0,31 37 65 SCC530 350 150 (30) 500 - 707 194 707 180 1,75 0,51 0,36 37 65 NC100 659 0 0 659 640 186 256 240 145 1 0,22 0,22 42 53

SCC551 495 55 (10) 550 - 756 206 756 160 3 0,32 0,29 35 64 * % do total de finos (aglomerantes)

61

Tabela 3.28 – Propriedades dos concretos frescos (DINAKAR, BABU e SANTHANAM, 2008)

Nome Cinza

volante (%)

Abatimento (mm)

Espalhamento (mm)

Funil-V (s)

NC20 0 75 - - SCC558 85 - 800 6

NC30 0 30 - - SCC557 70 - 790 5 SCC757 70 - 800 6

NC60 0 45 - - SCC555 50 - 770 11 SCC655 50 - 800 7

NC90 0 90 - - SCC553 30 - 680 12 SCC530 30 - 630 10

NC100 0 120 - - SCC551 10 - 560 15

62

Tabela 3.29 – Propriedades dos concretos no estado endurecido (DINAKAR, BABU e SANTHANAM, 2008)

Nome Cinza

volante %

fcu (MPa) fct,90

(MPa) Ec,90

(GPa)

fct,90/fcu,90

(%) *Ec/(fcu0,5)

3 dias 7 dias 28 dias 90 dias 180 dias

NC20 0 - - 29,0 35,6 38,9 3,3 27,2 11,2 4,56 SCC558 85 - - 14,6 22,1 27,7 1,7 12,0 11,6 2,55

NC30 0 21,8 31,0 43,0 44,5 45,0 4,3 31,4 9.90 4,71 SCC557 70 12,2 19,3 34,9 45,5 57,3 5,7 30,0 16,2 4,45 SCC757 70 8,00 21,0 34,8 45,0 55,8 4,5 26,2 13,0 3,91

NC60 0 50,5 59,0 74,0 76,0 76,0 5,7 39,6 7,70 4,54 SCC555 50 22,0 35,2 57,9 66,7 79,5 6,8 30,2 11,7 3,70 SCC655 50 22,7 32,3 50,1 60,6 72,1 6,2 28,4 12,4 3,65

NC90 0 72,8 76,0 78,0 80,0 84,0 6,3 40,0 8,00 4,47 SCC553 30 40,5 54,9 77,1 92,0 103,3 7,4 40,0 9,50 4,17 SCC530 30 36,0 41,0 71,6 75,3 89,5 7,9 40,0 11,1 4,61

NC100 0 71,0 78,0 87,0 86,0 88,0 6,3 42,7 7,20 4,60 SCC551 10 54,6 67,1 86,4 90,8 102,5 7,9 41,3 9,20 4,34

* Ec em GPa e fcu em MPa

63

Figura 3.12 – Resistência à compressão em função da idade dos concretos dos diferentes grupos investigados – Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos de

Dinakar, Babu e Santhanam, 2008

64

Figura 3.13 - Resistência à tração por compressão diametral em função de fcu, para a idade de 90 dias – Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos

Dinakar, Babu e Santhanam, 2008

.

Figura 3.14 – Módulo de elasticidade em função de fcu, para a idade de 90 dias– Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos Dinakar, Babu e Santhanam, 2008

3.1.10 - Nunes et al. (2009)

O estudo englobou um concreto auto-adensável e um vibrado. Em ambos os

concretos foram usados os mesmos materiais, apenas variando as suas proporções,

com exceção do superplastificante que foi diferente para os dois concretos. As

65

composições dos concretos são apresentadas na tabela 3.30. O espalhamento do

concreto auto-adensável foi de 565mm (abatimento do concreto vibrado não

fornecido). Corpos-de-prova cilíndricos (150mm x 300mm), cúbicos (150mm) e

prismáticos (150mm x 550mm) foram moldados para a determinação das propriedades

dos concretos no estado endurecido. Os corpos-de-prova do concreto auto-adensável

e do vibrado foram desmoldados 4 e 6 dias após a concretagem, respectivamente, e, a

seguir, mantidos em câmara com 100% de umidade relativa e temperatura de 20ºC até

o momento do ensaio.

Tabela 3.30 – Composição dos concretos (NUNES et al., 2009)

CAA REF

Cimento CEM I 52,5 R (kg/m3) 387 350 Pó de calcário (kg/m3) 197 85

Total de finos (kg/m3) 584 435

Areia natural fina 1 (kg/m3) 613 407 Areia natural grossa 2 (kg/m3) 206 413 Agregado graúdo calcário, 12,5 mm (kg/m3) 826 938 Água (kg/m3) 139 171 Superplastificante (kg/m3) 12,9 3,7 a/c 0.36 0.49 a/f 0.24 0.39

Volume de pasta (%) 34,3 31,7 Volume de argamassa (%) 66,4 63,4

Os resultados médios dos ensaios de resistência à compressão, resistência à

tração e módulo de elasticidade em diversas idades são apresentados na tabela 3.31.

Nesses resultados, notam-se algumas inconsistências: resistências à

compressão obtidas dos ensaios de corpos-de-prova cúbicos na idade de 14 dias

menores que as nas idades de 7 e 10 dias, resistências à tração por compressão

diametral maiores que as na flexão, fct praticamente o mesmo em todas as idades,

valores de fc maiores que os de fcu para a mesma idade, por exemplo.

66

Foram também concretados elementos de seção transversal em U

(representando bueiros), com os dois tipos de concreto, para comparar as dificuldades

de concretagem e a resistência à compressão in situ de testemunhos retirados das

duas paredes e da laje. Esses elementos foram curados ao ar. Os resultados dos

ensaios à compressão dos testemunhos estão na tabela 3.32.

Tabela 3.31 – Propriedades dos concretos endurecidos (NUNES et al., 2009)

Propriedade Idade CCA REF

fcu (MPa) - Testes em cubos (150 mm x 150 mm x 150

mm)

7 dias 67,3 64,4

10 dias 69,8 66,5 14 dias 66,8 60,3

28 dias 71,4 66,2

fc (MPa) - Testes em cilindros (150 mm x 300 mm)

7 dias 68,4 61,6

28 dias 76,5 70,4

fct (MPa) - Testes em cilindros (150 mm x 300 mm),

compressão diametral

7 dias 4,4 4,9

10 dias 5,8 4,8 14 dias 5,6 4,7

28 dias 5,7 4,9

fct, fl (MPa) - Testes em prismas (150 mm x 150 mm x

550 mm), tração na flexão

7 dias 4,3 4,2 14 dias 5,0 4,4

28 dias 5,0 4,6

Ec (MPa) - Testes em cilindros (150 mm x 300 mm)

7 dias 41,5 42,9 10 dias 42,6 42,7 14 dias 44,1 43,2

28 dias 44,9 43,1

Ec/(fcu)0,5

7 dias 5,1 5,3

10 dias 5,1 5,2 14 dias 5,4 5,6

28 dias 5,3 5,3

Tabela 3.32 – Resistência à compressão dos testemunhos extraídos (NUNES et al., 2009)

Propriedade Localização CCA REF

fc (MPa) - 60 dias Parede A 67,8 67,3

Parede B 69,7 66,3

Laje 70,7 58,1

67

Segundo os autores do estudo, o valor de resistência à compressão, aos 60

dias, obtido nos testemunhos extraídos do elemento em U menor que os obtidos nos

corpos-de-prova moldados, aos 28 dias, pode ser explicado pela diferença das

condições de cura. O concreto do elemento de concreto auto-adensável apresentou

maior uniformidade que o de concreto vibrado; a dificuldade de vibração levou o

concreto da mesa a ter menor resistência que os das almas.

3.1.11 – Estudo de Parra, Valcuende e Gómez (2011)

Foram estudados oito tipos de concreto, sendo quatro vibrados e quatro auto-

adensáveis, com três diferentes relações a/c e dois tipos de cimento com adições,

conforme mostrado na tabela 3.33. A abreviação utilizada identifica o tipo de concreto:

concreto vibrado (N) ou auto-adensável (S), relação a/c (0,65, 0,55 ou 0,45) e

resistência do cimento (32 MPa ou 42 MPa). Os concretos vibrados e os auto-

adensáveis de mesma relação água/cimento tinham iguais teores de água (mantido

constante em todos os concretos), cimento e agregado graúdo e agregado total, mas o

agregado miúdo dos auto-adensáveis era constituído de partes grossa e fina (19,2%

de partículas com dimensão máxima de 0,063 mm), enquanto os vibrados tinham

apenas areia grossa.

As características dos concretos auto-adensáveis no estado fresco são

mostradas na tabela 3.34; os concretos vibrados foram ajustados para ter um

abatimento de tronco de cone de (140±5) mm. Para o cálculo do volume de pasta e

argamassa dos concretos foram adotados valores de massa específica de 2,7 kg/dm3,

2,6 kg/dm3, 2,9 kg/dm3, 2,7 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3, para brita, areia, cimento, pó de

calcário e superplastificante, respectivamente.

Os ensaios para avaliar resistência à compressão, resistência à tração por

compressão diametral e módulo de elasticidade foram realizados em corpos-de-prova

cilíndricos de 150 mm de diâmetro por 300 mm de altura, para as idades de 7, 28 e 90

68

dias. Depois de concretados, eles foram mantidos em uma câmara com no mínimo

95% de umidade relativa e temperatura de 20 ± 2ºC até o momento dos ensaios.

Os resultados dos ensaios de resistência à compressão, apresentados na

tabela 3.35 e nos gráficos da figura 3.15, mostram diferentes tendências dos concretos

com cimentos 32,5 e 42,5 de mesma relação água/cimento. No primeiro caso, as

resistências dos vibrados são maiores e no segundo tendem a ser menores. A menos

de um caso, a diferença de fc entre concretos vibrados e auto-adensáveis não passa

de 10%.

Na figura 3.16, onde constam os valores de resistência à tração em função dos

de resistência à compressão, nota-se tendência de, para uma mesma resistência à

compressão, os concretos vibrados apresentarem maior resistência à tração (diferença

em torno de 18%), particularmente para maiores idades. As relações fct/fc dos

concretos auto-adensáveis variaram entre 7,39% e 9,13% e as dos vibrados entre

8,75% e 11,5%.

É mostrado na figura 3.17 que, para uma mesma resistência à compressão, os

concretos vibrados também tendem a apresentar maior módulo de elasticidade

(diferença em torno de 2%). As relações Ec/√fc dos concretos vibrados variam entre

5,23 e 6,17 e dos auto-adensáveis entre 5,25 e 5,91 (Ec em GPa e fc em MPa).

69

Tabela 3.33 – Composições dos concretos (PARRA, VALCUENDE e GÓMEZ, 2011)

Mistura 1

Mistura 2

Mistura 3

Mistura 4

Mistura 1

Mistura 2

Mistura 3

Mistura 4

S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42

Cimento CEM II, composto com cinza volante e filer calcário (kg/m3)

275,0 325,0 325,0 400,0 275,0 325,0 325,0 400,0

Pó de calcário (kg/m3) 211,7 197,6 197,6 180,1 170,5 166,8 166,8 162,2

Total de finos (kg/m3) 486,7 522,6 522,6 580,1 445,5 491,8 491,8 562,2

Água (kg/m3) 178,8 178,8 178,8 180,0 178,8 178,8 178,8 180,0

a/c 0,65 0,55 0,55 0,45 0,65 0,55 0,55 0,45

a/f 0,37 0,34 0,34 0,31 0,40 0,36 0,36 0,32

Agregado graúdo de calcário 12mm (kg/m3)

816,1 797,9 797,9 769,4 816,3 798,4 798,4 769,2

Areia grossa de calcário (kg/m3) 191,0 373,4 373,4 540,1 954,9 934,0 934,0 900,7

Areia fina de calcário (kg/m3) 720,9 528,7 528,7 339,8 - - - -

Superplastificante (kg/m3) 4,7 5,2 4,9 6,0 1,9 2,3 1,6 2,0

Volume de pasta (%) 35,3 36,4 36,4 38,4 33,5 35,0 35,0 37,3

Volume de argamassa (%) 69,6 70,3 70,3 71,3 69,8 70,5 70,6 71,7

\

70

Tabela 3.34 – Características dos concretos no estado fresco (PARRA, VALCUENDE e GÓMEZ, 2011)

Abatimento (mm)

Espalhamento Funil-V

(s) T500 (s)

Espalhamento (mm)

S-65-32 - 3,2 650 9,9 S-55-32 - 3,8 670 12,1 S-55-42 - 3,7 680 12 S-45-42 - 5,1 670 12,5 N-65-32 145 - - - N-55-32 135 - - - N-55-42 140 - - - N-45-42 140 - - -

Tabela 3.35 – Características dos concretos no estado endurecido (PARRA, VALCUENDE e GÓMEZ, 2011)

Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4 Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4

S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42 fc,7 (MPa) 21,8 26,4 35,4 45,8 23,0 27,4 35,2 39,1 fc,28 (MPa) 27,2 33,2 40,4 52,2 29,1 34,0 38,4 53,6 fc,90 (MPa) 32,7 40,7 52,2 64,9 36,3 42,9 49,7 60,4 fct,7 (MPa) 1,92 2,67 2,90 3,85 2,22 2,31 3,61 3,75 fct,28 (MPa) 2,34 3,03 3,12 3,86 3,34 3,52 4,25 4,69 fct,90 (MPa) 3,32 3,68 4,10 4,19 3,47 3,98 4,59 4,76 Ec,7 (GPa) 26,7 28,4 34,4 36,2 27,1 30,2 33,7 35,4 Ec,28 (GPa) 30,8 32,5 35,6 37,9 33,3 34,3 35,3 38,3 Ec,90 (GPa) 33,6 35,6 39,2 42,2 35,9 37,2 39,6 40,1

fct,28/fc,28 (%) 8,60 9,13 7,72 7,39 11,5 10,4 11,1 8,75

*Ec,28/(fc,28)0,5 5,91 5,64 5,60 5,25 6,17 5,88 5,70 5,23

* Ec em GPa e fc em MPa

71

Figura 3.15 – Resistências à compressão em função da idade dos concretos de mesma relação a/c e mesmo cimento – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de

Parra, Valcuende e Gómez (2011).

Figura 3.16 – Resistências à tração em função da resistência à compressão – Gráficos

plotados a partir dos resultados dos estudos de Parra, Valcuende e Gómez (2011).

72

Figura 3.17 – Módulo de elasticidade em função da resistência à compressão –

Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Parra, Valcuende e Gómez (2011).

3.2. HOMOGENEIDADE EM ELEMENTOS ESTRUTURAIS

Khayat, Manai e Trudel (1997) estudaram a homogeneidade do concreto ao

longo da altura de paredes pré-moldadas de 95cm de largura, 20 cm de espessura e

150cm de altura. Foram dosados oito tipos de concretos auto-adensáveis contendo

diferentes proporções de materiais finos: cimento, cinza volante, sílica ativa, escória de

alto-forno e pó de calcário. Cinco destas misturas tinham agregados com dimensão

máxima de 20mm e as outras três misturas de 10mm e todas tinham aditivos

modificadores de viscosidade e superplastificantes. Um concreto vibrado sem adições,

sem modificador de viscosidade e superplastificante também foi dosado para servir

como referência. As composições dos nove concretos são apresentadas na tabela

3.36. As oito misturas de CAA apresentaram valores espalhamento entre 635mm e

660mm, com exceção de um concreto que apresentou espalhamento de 700mm, e o

concreto de referência apresentou abatimento de 165mm.

Foram moldadas nove paredes, uma com cada tipo de concreto, sendo a

concretagem feita pelo topo e em duas camadas. Foram também moldados cilindros

73

de 100mm de diâmetro por 200mm de altura para monitorar o desenvolvimento da

resistência. A parede confeccionada com o concreto de referência recebeu vibração

interna. As formas das paredes e dos cilindros foram removidas após 2 dias e as

peças foram mantidas cobertas com aniagem molhada e plástico por 7 dias. Após este

período, as paredes e cilindros foram deixados sob condições ambientais de

laboratório (temperatura de cerca de 20ºC).

74

Tabela 3.36 – Composição dos concretos (KHAYAT, MANAI e TRUDEL, 1997)

3% SF + 20% FA

3% SF + 30%

LF

100% C

3% SF

3% SF + 40% SG20

REF 3% SF +

40% SG10

HSF - 20% SG1

HSF - 20% SG2

Cimento ASTM Tipo I (kg/m3) 417 379 589 563 307 584 307 - - Cimento com 8% de sílica ativa (kg/m3) - - - - - - - 428 436 Sílica ativa (kg/m3) 18 18 - 18 18 - 18 - - Cinza volante (kg/m3) 118 - - - - - - - - Escória de alto forno (kg/m3) - - - - 235 - 236 109 111 Pó de calcário (kg/m3) - 176 - - - - - - - Água (kg/m3) 227 235 241 238 229 239 235 211 202 Total de finos (kg/m3) 553 573 589 581 560 584 561 537 547 Água/finos 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,42 0,39 0,37

Agregado miúdo natural (kg/m3) 691 691 692 691 690 850 706 747 762 Agregado graúdo 5-10mm (kg/m3) - - - - - - 877 884 902 Agregado graúdo 5-14mm (kg/m3) 568 567 568 567 566 563 - - - Agregado graúdo 5-20mm (kg/m3) 247 247 247 247 247 245 - - - Superplastificante (l/m3) 5,6 4,6 5 5,7 5,9 - 6,8 9,8 10 Aditivo modificador de viscosidade 0,075 0,075 0,075 0,075 0,075 - 0,075 0,06 0,06 Aditivo retardador (l/m3) 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5

Agregado graúdo de calcário britado; SF sílica ativa; FA cinza volante; LF pó de calcário; C cimento; SG escória de alto forno; HSF cimento com 8% de sílica ativa.

75

Tabela 3.37 – Resultados médios de fc e Ec dos testemunhos extraídos de diferentes níveis a partir da base das paredes e cilindros moldados (KHAYAT, MANAI e TRUDEL, 1997)

3% SF + 20%

FA

3% SF + 30%

LF 100% C 3% SF

3% SF + 40% SG20

REF 3% SF + 40% SG10

HSF - 20% SG1

HSF - 20% SG2

fc – corpos-de-prova (MPa)

Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 52,0 43,0 50,0 50,7 52,0 58,0 - 68,3 80,3

fc

testemunhos extraídos

(MPa)

Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 7cm 42,5 35,9 39,6 39,0 42,8 52,8 57,3 63,2 71,5 52cm 42,3 35,6 38,0 37,5 40,3 50,8 59,9 61,8 73,0 97cm 41,4 34,7 37,8 41,7 41,2 51,9 58,5 63,8 74,8

142cm 42,1 34,4 36,5 39,2 39,6 49,8 55,7 62,5 74,2 Ec

testemunhos extraídos

(GPa)

Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 7cm 33,5 32,0 29,5 29,0 33,0 35,5 36,0 35,0 35,5

142cm 31,0 31,5 29,5 28,5 32,0 33,0 34,5 35,0 37,0 Agregado graúdo de calcário britado; SF sílica ativa; FA cinza volante; LF pó de calcário; C cimento; SG escória de alto

forno; HSF cimento com 8% de sílica ativa.

76

Para os testes de resistência à compressão ao longo da altura das paredes,

foram retirados doze testemunhos cilíndricos de 95mm de diâmetro e 200mm de

comprimento em quatro níveis diferentes: 7cm, 52cm, 97cm e 142cm a partir da base

(três testemunhos em cada nível). Para a medição do módulo de elasticidade foram

retirados 2 testemunhos cilíndricos a 7 cm da base da parede e 2 testemunhos a 142

cm da base. Os resultados destes ensaios são apresentados na tabela 3.37.

Nas figuras 3.18 e 3.19 são mostradas as resistência do concreto à

compressão ao longo da altura em relação à resistência do concreto situado próximo à

base da parede. Percebe-se que existe uma tendência de diminuição da resistência à

compressão do concreto em direção ao topo da parede. Nos concretos com

dmax=20mm, maior diminuição foi verificada nos CAA sem adições (8%), com sílica

ativa e escória (cerca de 8%) e de referência (6%). Os CAA com dmax=10mm

apresentaram menor diminuição que o de referência (dmax=20mm).

Figura 3.18 – Resistências à compressão dos concretos com dmáx=20mm ao longo da altura das paredes – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat,

Manai e Trudel (1997).

77

Figura 3.19 – Resistências à compressão dos CAA com dmáx=10mm e do vibrado

(dmáx=20mm) ao longo da altura das paredes - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat, Manai e Trudel (1997).

Segundo Khayat, Manai e Trudel, a maior homogeneidade apresentada pelos

concretos auto-adensáveis com dmáx=10mm pode ser explicada pelo fato de haver

uma menor probabilidade de aprisionamento de água embaixo de agregados de

dimensões menores.

A diferença entre as resistências à compressão obtidas dos ensaios de

cilindros e dos testemunhos retirados do nível próximo à base das paredes variou

entre 8% e 30%.

Comparando os módulos de elasticidade dos concretos junto à base e ao topo

das paredes, observa-se que, quando houve diferença entre eles, os dos concretos

junto ao topo das paredes foi geralmente menor.

Sonebi et al. (2000) analisaram a homogeneidade dos concretos vibrados e

auto-adensáveis em pilares de 3 metros de altura e em vigas de 3,8 metros de

comprimento. As composições dos concretos são apresentadas no item 3.1.2 (Tabela

78

3.4). As dimensões e armaduras dos pilares e das vigas são mostradas nas figuras

3.20 e 3.21.

Figura 3.20 – Dimensões e armaduras dos pilares: (a) concreto de baixa resistência;

(b) concreto de alta resistência (SONEBI et al., 2000, p. 46)

Figura 3.21 – Dimensões e armaduras das vigas: (a) concreto de baixa resistência;

(b) concreto de alta resistência (SONEBI et al., 2000, p. 47)

Com cada tipo de concreto foram moldados 3 pilares e 3 vigas. Um exemplar

de pilar e um de viga foram separados para determinação da homogeneidade do

concreto.

Os pilares de CAA foram concretados pelo topo (altura de queda livre de 3m) e

as vigas foram concretadas a partir de um único extremo, deixando o CAA fluir através

de seu comprimento até o outro extremo.

Para verificar a uniformidade dos concretos estudados ao longo do

comprimento dos pilares, foram feitos ensaios de esclerometria, de arrancamento de

79

pinos no topo, no meio e no fundo dos pilares e ensaios à compressão de

testemunhos de 100 mm de diâmetro retirados destas regiões. O mesmo foi feito para

as vigas, considerando regiões próximas às extremidades e no meio.

Os resultados dos ensaios dos testemunhos são apresentados nas figuras 3.22

e 3.23. Nelas, RH refere-se a concreto vibrado (REF) de baixa resistência, SCCH a

concreto auto-adensável de baixa resistência, RC a concreto vibrado (REF) de alta

resistência e SCCC a concreto auto-adensável de alta resistência.

Esses resultados mostram que as maiores resistências à compressão nos

pilares de CAA ocorreram na parte mais baixa dos pilares, como acontece em pilares

de concreto vibrado. De maneira geral, verificou-se a perda de resistência à medida

que o concreto se aproxima do topo. A única exceção aconteceu no concreto vibrado

de alta resistência (RC) que apresentou menor resultado de resistência à compressão

a meia altura do pilar.

Figura 3.22 – Resistência à compressão dos testemunhos em função da região de

retirada ao longo da altura dos pilares (SONEBI et al., 2000, p. 30)

A variação de resistência do concreto à compressão ao longo da altura dos

pilares foi maior que a variação ao longo do comprimento das vigas; nestas a

diferença não passou de 7%, enquanto que nos pilares a maior diferença de

resistência entre o topo e o fundo foi 15%.

80

Figura 3.23 – Resistência à compressão dos testemunhos em função da região de retirada ao

longo do comprimento das vigas, onde o extremo A é o ponto de lançamento do CAA (SONEBI et al., 2000, p. 30)

Os resultados dos testes de arrancamento de pinos e de esclerometria

mostraram a mesma tendência que os resultados de resistência à compressão dos

testemunhos.

Khayat, Paultre e Tremblay (2001) moldaram dois pilares sem armadura de

seção quadrada de 235 mm e altura de 1400 mm, um com concreto convencional e

outro com concreto auto-adensável com as dosagens e características no estado

fresco mostradas na tabela 3.38.

Os pilares foram concretados pelo topo; o de concreto auto-adensável sem

nenhum tipo de vibração e o de concreto vibrado foi concretado em 3 camadas e

adensado com vibrador interno. Vinte e oito dias após a concretagem, foram extraídos

4 testemunhos cilíndricos de 95 mm de diâmetro e 190 mm de altura em três

diferentes alturas do pilar (fundo, meio e topo), que foram deixados ao ar e testados

aos 35 dias. Dos doze exemplares retirados de cada pilar, nove foram ensaiados para

obtenção de resistência à compressão e três para obtenção de módulo de

elasticidade.

81

Tabela 3.38 – Composições dos concretos e características no estado fresco (KHAYAT, PAULTRE E TREMBLAY, 2001)

REF CAA

Água (kg/m3) 180 239 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 360 386 Sílica ativa (kg/m3) - 18 Pó de calcário (kg/m3) - 179

Total de finos (kg/m3) 360 583 Areia fluvial silicosa (kg/m3) 960 703 Agregado calcário 5 a 10 mm (kg/m3) 900 828 Superplastificante (l/m3) 1,4 5 Agente modificador de viscosidade (l/m3) - 0,437 Agente retardador (l/m3) 0,5 0,5

a/c 0,5 0,6 a/f 0,5 0,41 Abatimento (mm) 110 - Espalhamento (mm) - 630

Os resultados de resistência à compressão e módulo de elasticidade são

mostrados nas figuras 3.24 e 3.25, respectivamente.

Figura 3.24 – Resistências à compressão médias ao longo da altura dos pilares

estudados - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat, Paultre e Tremblay (2001)

82

Figura 3.25 – Módulo de elasticidade ao longo da altura dos pilares – Gráficos plotados

a partir dos resultados dos estudos de Khayat, Paultre e Tremblay (2001)

Os resultados mostraram diferença entre as resistências à compressão dos

concretos no fundo e no topo do pilar de 15% para o pilar de concreto vibrado e de

aproximadamente 2% para o de concreto auto-adensável. Nos resultados de módulo

de elasticidade, constatou-se menor diferença ao longo da altura dos pilares do que

nos de resistência.

Em um estudo realizado por Hastenpflug e Repette (2008 e 2009), foram

dosados dois tipos de concreto auto-adensável, um com espalhamento de 600mm

(T1P/V) e outro com espalhamento de 800mm (T2P/V), e um concreto convencional

vibrado (TCP/V) com abatimento de (150±10)mm. Os três concretos tinham resistência

à compressão da ordem de 65 MPa quando dos ensaios (74 dias de idade). As

composições dos três concretos são apresentadas na tabela 3.39.

83

Tabela 3.39 – Composições dos concretos (HASTENPFLUG e REPETTE, 2008 e 2009)

CONCRETOS T1P T2P TCP

Cimento CPV-ARI RS (kg/m3) 444 443,91 527 Areia lavada (kg/m3) 453 455,27 355

Areia fina (kg/m3) 475 474,18 253

Água (kg/m3) 204 204,2 194,99 Brita 0 basáltica(kg/m3) 817 816,2 553 Brita 1 granítica (kg/m3) - - 553 Aditivo redutor de água (kg/m3) 3,996 5,032 5,8 Relação a/c 0,46 0,46 0,37

Foram utilizados ensaios de esclerometria, velocidade de propagação de

pulsos ultrasônicos e resistência à compressão de testemunhos para avaliar a

uniformidade do concreto ao longo da altura de pilares sem armadura de dimensões

0,20 m x 0,50 m x 2,70 m, e ao longo do comprimento de vigas com dimensões 0,20 x

0,50 x 2,10 m. Os pilares foram concretados pelo topo e na posição vertical e as vigas

foram concretadas a partir da extremidade esquerda.

Na figura 3.26 são apresentados os resultados de resistência à compressão

dos testemunhos em função da posição no pilar de onde foram extraídos, como

porcentagem da resistência à compressão do testemunho extraído da região perto da

base do pilar. A figura 3.27 mostra os resultados de resistência à compressão em

função da posição na viga de onde foram extraídos, como porcentagem da resistência

à compressão do testemunho extraído da região 1, distante 15 cm da borda esquerda

(borda de lançamento).

Analisando os resultados dos pilares, pode-se notar que também nesse estudo

os maiores valores de resistência à compressão foram obtidos na base do pilar e

houve uma tendência de diminuição dessa resistência em direção ao topo do pilar.

Para ambos os CAA a diferença entre as resistências à compressão no fundo e no

topo do pilar foi de aproximadamente 14% e para o concreto vibrado de

aproximadamente 22%.

84

Os ensaios não destrutivos não tiveram sensibilidade adequada para avaliar a

variação de resistência mostrada pelos testemunhos extraídos de diferentes regiões.

Figura 3.26 – Resistência à compressão média ao longo dos pilares estudados (HASTENPFLUG e REPETTE, 2009, p. 7)

Também nesse estudo ficou evidenciado que a variação da resistência à

compressão ao longo do comprimento das vigas é menor do que a variação ao longo

da altura dos pilares. As resistências à compressão dos testemunhos extraídos na

borda contrária ao lançamento variaram de 92% a 97% das resistências determinadas

na região próxima à borda de lançamento. Dos três concretos analisados, o que

apresentou menor variação ao longo do comprimento foi o concreto convencional.

Este fato e a variação mostrada pelos ensaios dos CAA sugerem que possa ter havido

algum problema na extração e/ou ensaio de alguns testemunhos.

85

Figura 3.27 – Resistência à compressão média ao longo das vigas estudadas (HASTENPFLUG e REPETTE, 2008, p. 6)

Valcuende, Parra e Ferrer (2009) estudaram quatro tipos de concretos auto-

adensáveis e 4 tipos de concretos vibrados (concretos de referência) com três

diferentes relações a/c e duas classes de resistência do cimento, conforme mostrado

na tabela 3.40. A abreviação utilizada identifica o tipo de concreto: concreto vibrado

(N) ou auto-adensável (S), relação a/c (0,65, 0,55 ou 0,45) e resistência do cimento

(32 MPa ou 42 MPa).

Pilares não armados, com seção de 150 mm x 150 mm e altura de 1500 mm,

foram desmoldados após 24 horas da concretagem e curados à temperatura de 20°C

e umidade relativa de 95%. Dois pilares de cada tipo de concreto foram fabricados

sendo que os com concreto vibrado foram concretados em várias camadas, pelo topo,

utilizando vibrador interno para o adensamento e os pilares de CAA foram concretados

pelo topo e em uma única camada. Os testes realizados para avaliar a

homogeneidade do concreto dos pilares foram: porosidade por intrusão de mercúrio,

resistência à compressão e esclerometria.

86

Tabela 3.40 – Composições dos concretos (VALCUENDE, PARRA E FERRER, 2009)

Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4 Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4

S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42

Cimento (kg/m3) 275 325 325 400 275 325 325 400 Pó de cálcario (kg/m3) 211,67 197,6 197,6 180,09 170,45 166,75 166,75 162,17 Total de finos (kg/m3) 486,67 522,6 522,6 580,09 445,45 491,75 491,75 562,17 Água (l/m3) 178,75 178,75 178,75 180 178,75 178,75 178,75 180

a/c 0,65 0,55 0,55 0,45 0,65 0,55 0,55 0,45

a/f 0,37 0,34 0,34 0,31 0,40 0,36 0,36 0,32

Agregado graúdo de calcário 12mm (kg/m3) 816,06 797,94 797,94 769,43 816,3 798,44 798,44 769,92 Areia grossa 4mm (kg/m3) 190,97 373,39 373,39 540,05 954,93 933,98 933,98 900,68 Areia fina (kg/m3) 720,9 528,67 528,67 339,84 - - - - Superplastificante (kg/m3) 4,68 5,2 4,88 6,0 1,93 2,28 1,63 2,0 Abatimento (mm) - - - - 140 ± 5 Espalhamento (mm) 690 700 640 650 - - - -

87

Para os ensaios de resistência à compressão ao longo de sua altura, os pilares

foram cortados em 10 partes iguais para obter exemplares cúbicos de 150 mm de

lado. Nas figuras 3.28 e 3.29 são apresentados os resultados de resistência à

compressão dos cubos em função da posição no pilar de onde foram extraídos, como

porcentagem da resistência à compressão do cubo extraído da base do pilar.

Figura 3.28 – Resistências à compressão ao longo dos pilares de CAA - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Valcuende, Parra e Ferrer (2009).

Figura 3.29 – Resistências à compressão ao longo dos pilares de concreto vibrado - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de

Valcuende, Parra e Ferrer (2009).

88

Constatou-se que a resistência à compressão do concreto diminuiu em direção

ao topo, sendo a diferença nos pilares de concretos auto-adensáveis menor daquela

observada nos de concretos vibrados. A diferença entre as resistências dos concretos

no topo e no fundo variou de 1,7% a 5,8% nos pilares de concretos auto-adensáveis e

de 5,4% a 14,5% nos de concretos vibrados e, particularmente nos pilares de

concretos vibrados, essa diferença tendeu a ser maior com o aumento da relação

água/cimento dos concretos.

Os ensaios de porosidade e de esclerometria também evidenciaram maior

homogeneidade ao longo da altura no pilar de concreto auto-adensável.

De acordo com Valcuende, Parra e Ferrer (2009), a melhor homogeneidade do

CAA pode ser explicada pela menor exsudação nestes tipos de concretos, uma vez

que um maior teor de água na estrutura do concreto pode enfraquecer a interface

pasta agregado, diminuindo a resistência à compressão no topo dessas peças.

3.3. ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO

A aderência entre as barras de armadura e o concreto é o fenômeno de

interação entre os dois materiais que possibilita o uso do concreto armado como

material estrutural e o seu estudo é importante para que se possa entender o

comportamento das estruturas de concreto armado. No estado limite de serviço, a

aderência aço-concreto influencia abertura e espaçamento de fissuras e deformações,

enquanto no estado limite último ela está ligada à resistência de ancoragens e

emendas de armaduras e à capacidade de rotação plástica dos elementos estruturais.

Segundo Valcuende e Parra (2009), as forças são transferidas entre os dois

materiais a partir de ações físico-químicas (adesão) e mecânicas (atrito, interação

entre “dentes” de concreto e nervuras, indentações ou mossas), que são ativadas nos

vários estados de tensões. De maneira geral, a importância dessas ações para

quantificar a resistência de aderência depende das características das barras de aço e

89

do concreto que as envolve e do estado de tensões nesses materiais, mas há outros

aspectos que afetam a aderência e que levam à ruptura por arrancamento da barra ou

por fendilhamento do concreto (fib, 2000).

A aderência depende da superfície das barras de aço (lisa ou provida de

nervuras, indentações ou mossas) e, no caso das barras com nervuras, depende do

índice de aderência, fR=AR/(πφsR), onde AR é a área de projeção de uma nervura na

seção da barra, φ é o diâmetro da barra e sR a distância entre nervuras.

As características do concreto fresco e endurecido (comportamento no estado

multiaxial de tensões), que dependem dos tipos e proporções de seus materiais

constituintes (granulometria dos agregados, cimento, adições, aditivos, etc.), são

também de fundamental importância na aderência aço-concreto. As características do

concreto fresco estão relacionadas com os efeitos da posição da barra de aço no

elemento estrutural e direção em relação à direção da concretagem na aderência.

Esses efeitos decorrem do adensamento, da exsudação e assentamento do concreto,

que podem gerar acúmulo de ar e água embaixo das barras de armadura

perpendiculares à direção da concretagem (principalmente nas barras situadas na

região superior de elementos estruturais mais altos) e sob as nervuras das barras

paralelas à direção de concretagem, criando uma zona de aderência de qualidade

inferior (fib, 2000). Esses efeitos levam à definição de zonas de boa e má aderência.

A existência de estribos (armadura transversal à barra) afeta positivamente a

resistência de aderência, pois resistem às tensões de tração que se desenvolvem em

direção transversal à das barras quando elas são solicitadas e podem propiciar

confinamento. O confinamento passivo provido por estribos e o concreto que envolve

as barras favorece particularmente a aderência quando a ruptura da aderência se dá

por fendilhamento. Espaçamento, diâmetro e cobrimento das barras são fatores que

também infuenciam a resistência de aderência.

O concreto auto-adensável pode levar vantagem em relação ao concreto

vibrado, uma vez que ele tende a gerar um menor índice de vazios, aumentando a

90

área de contato do concreto com a barra de armadura, e a propiciar maior

homogeneidade ao longo da altura dos elementos. Nos concretos vibrados, excessiva

vibração acarreta segregação e exsudação e vibração insuficiente leva a maior teor de

ar aprisionado (VALCUENDE e PARRA, 2009).

Diferentes métodos de ensaio têm sido adotados para analisar a aderência

entre armadura passiva e concreto, sendo que dois deles foram padronizados pela

RILEM (1983, 1982); um de tração (ensaio de arrancamento, pull-out test) e um de

flexão (ensaio de viga, beam test). Desses ensaios, é obtida a relação entre tensão de

aderência média (força na barra dividida pela área superficial de um cilindro com

diâmetro igual ao nominal da barra, chamada área nominal de aderência) e o

deslizamento relativo entre aço e concreto, a partir da qual pode-se obter a tensão de

aderência relativa a determinado deslizamento, e a resistência de aderência (valor

máximo de tensão de aderência média).

Ao comparar resistências de aderências obtidas, é comum usar a forma

adimensional fb/fc ou, visando levar em conta a importância da resistência à tração do

concreto (fct ~ k fcn, com n em torno de 0,5 ou 0,6) na aderência, a chamada tensão de

aderência normalizada, igual à resistência de aderência dividida por fc0,5. Entretanto,

há questionamentos com relação a considerar essa relação para qualquer

comprimento de aderência e concretos de qualquer resistência, pois a tensão de

aderência tende a ser mais uniforme ao longo de comprimentos de aderência menores

e para concretos de menor resistência, além de poder-se ter diferentes relações entre

fc e fct em função do valor de fc e da idade. Assim, para maiores comprimentos de

aderência, a relação fb/fc0,5 para o caso de concretos de alta resistência pode ser

menor que para o de concretos de baixa resistência (Esfahani, Lachemi e Kianoush,

2008).

Para verificar a aderência de armadura ativa, existe o ensaio padronizado da

RILEM (1979), que fornece o comprimento de transferência e o deslizamento entre

armadura e concreto na extremidade do elemento. Nos Estados Unidos da América

91

são adotados três tipos de ensaios de aceitação de cordoalhas baseados na

aderência: ensaio de arrancamento individual de várias cordoalhas imersas em um

mesmo bloco de concreto (Moustafa test ou large block pull-out test, recomendado

pelo Precast/Prestressed Concrete Institute) e ensaios de arrancamento de cordoalha

imersa em argamassa (PTI bond test e NASP Bond test, indicados por Post-tensioning

Institute e North America Strand Producers, respectivamente). Segundo relatório do

Transportation Research Board of the National Academies (2008), o ensaio NASP, que

pode ser modificado usando-se concreto em vez de argamassa, é o que apresenta

melhor repetitividade e reprodutividade.

3.3.1 – Aderência entre CAA e aço de armadura passiva

Nas paredes moldadas por Khayat, Manai e Trudel (1997) citadas no item 3.2,

nos mesmos 4 níveis ao longo da altura de onde foram retirados testemunhos de

concreto (a 70 mm, 520 mm, 970 mm e 1420 mm da base), foram posicionadas 3

barras de aço nervuradas com 20 mm de diâmetro, cobrimento mínimo de 60 mm,

espaçadas de 20 mm e comprimento embutido no concreto de 50 mm, que foram

submetidas a ensaio de arrancamento.

A figura 3.30 apresenta os resultados da resistência de aderência média

normalizada, considerando a resistência à compressão do concreto in loco obtida do

ensaio de testemunhos, das barras posicionadas em diferentes níveis, para o caso dos

concretos de referência (sem aditivos superplastificante e modificador de viscosidade

e adições e vibrado) e auto-adensáveis com dimensão máxima de agregado de 20

mm. Estes resultados são mostrados na figura 3.30 como porcentagem do resultado

obtido nas barras mais próximas da base da parede. Essa figura evidencia a influência

dos aditivos e adições nessas relações.

Nas paredes de concretos com dimensão máxima de agregado de 10 mm

(figura 3.31), constatou-se menor variação da resistência de aderência ao longo da

92

altura das paredes que nas paredes de concretos com dimensão máxima de agregado

de 20 mm.

Figura 3.30 - Resistências de aderência normalizadas ao longo da altura das paredes de concretos com dmáx=20mm - Gráficos plotados a partir dos resultados dos ensaios de

Khayat, Manai e Trudel (1997).

Figura 3.31 - Resistências de aderência normalizadas ao longo da altura das paredes de CAA com dmáx=10mm e de concreto vibrado (dmáx=20mm), gráficos plotados a partir dos resultados

dos ensaios de Khayat, Manai e Trudel (1997).

93

Em outro estudo, Khayat (1998) constatou que, tanto em concretos fluidos

vibrados (abatimento de tronco de cone em torno de 200 mm) quanto em CAA, a

inclusão de adequada combinação de aditivo modificador de viscosidade e

superplastificante leva à redução de exsudação, segregação e assentamento do

concreto, acarretando menor diferença entre resistência de aderência de barras de

aço nervuradas com 25 mm de diâmetro situadas na direção horizontal perto do topo e

da base de elementos com 500 mm, 700 mm e 1100 mm de altura concretados na

posição vertical.

Sonebi et al. (2000), adotando os concretos descritos no item 3.1.2, fez ensaios

de arrancamento em prismas de seção transversal quadrada com dimensão de

100mm e comprimento de 150mm, segundo procedimentos da RILEM, de barras

nervuradas com diâmetros de 12 mm e 20 mm com 120mm embutidos no concreto,

obtendo sempre ruptura por fendilhamento do concreto. Para os concretos de baixa

resistência, a resistência de aderência normalizada dos CAA foi cerca de 10% maior

que a do concreto vibrado; para os de alta resistência essa diferença variou entre 18%

e 38%.

Chan, Chen e Liu (2003) realizaram estudo sobre aderência em paredes

armadas de 1200 mm de altura, 1000 mm de largura e 300mm de espessura, feitas de

concretos vibrado e auto-adensável com resistência à compressão aos 28 dias de 33,2

MPa e 47,6 MPa, respectivamente. As barras nervuradas (diâmetro não informado)

para o teste de arrancamento foram instaladas horizontalmente a 200 mm, 500 mm e

800 mm de distância da base da parede, a cerca de 200 mm da borda livre e a 190

mm uma da outra.

Os exemplares produzidos com CAA foram concretados verticalmente e em

apenas uma camada, sendo o concreto lançado por um lado. Os moldados com

concreto vibrado foram concretados em cinco ou seis camadas, utilizando vibração

intensa em cada uma delas. Após a concretagem, cada exemplar foi selado com filme

plástico para a cura e após quatro dias esses exemplares foram sujeitos a cura ao ar.

94

Para os concretos, foram utilizados escória de alto forno, cinza volante e

cimento ASTM Tipo 1 como aglomerantes, areia natural de rio e cascalho como

agregados miúdos e graúdos, respectivamente. As composições dos dois concretos e

suas características no estado fresco são mostradas nas tabelas 3.41 e 3.42,

respectivamente. Na tabela 3.41, pode-se observar que a dimensão máxima do

agregado graúdo do CAA (13 mm) era diferente daquela do concreto vibrado (20 mm).

Tabela 3.41 – Composição dos concretos (CHAN, CHEN e LIU, 2003)

REF CAA

Água (kg/m3) 195 175 Cimento ASTM Tipo 1 (kg/m3) 329 220 Cinza volante (kg/m3) 28 44 Escória de alto forno (kg/m3) 113 176

Total de finos 470 440

Areia (kg/m3) 721 959 Agregado 20 mm (*13 mm) (kg/m3) 946 790* Superplastificante (kg/m3) - 4,0 Agente modificador de viscosidade (kg/m3) - 0,018 Plastificante (kg/m3) 2,82 -

a/c 0,59 0,80

a/f 0,41 0,40

Tabela 3.42 – Propriedades dos concretos no estado fresco (CHAN, CHEN e LIU, 2003)

CAA REF

Tempo após a mistura (minutos) 0 60 60

Abatimento (mm) 270 275 210

Espalhamento (mm) 660 705 320

Para resistência de aderência foi adotado o valor relativo ao deslizamento entre

aço e concreto de 0,25 mm. Os resultados obtidos levaram à conclusão de que, depois

de 7 dias de idade, as resistências à compressão e de aderência do CAA foram

95

maiores que as do concreto de referência e que a variação da resistência de aderência

ao longo da altura dos elementos foi menor no CAA.

Soylev e François (2006) fizeram ensaios de arrancamento de barras lisas com

diâmetro de 10 mm e 50 mm de comprimento de aderência, posicionadas na direção

horizontal, em blocos que foram extraídos de diferentes alturas (100 mm a 1900 mm)

de painéis (dimensões de 200 mm, 150 mm e 2000 mm) concretados na direção

vertical com 5 tipos de concretos, sendo 3 vibrados e 2 auto-adensáveis. Corpos-de-

prova cilíndricos de 110mm de diâmetro e 220mm de altura foram moldados para

determinar as resistências à compressão e à tração aos 28 dias de idade. O concreto

SCC40 tinha pó de calcário, o SCC50 sílica ativa e os demais concretos apenas

cimento como material fino, a relação água/aglomerante variou de 0,39 a 0,75 e

diferentes aditivos foram usados, sendo que nos auto-adensáveis foram usados

superplastificante e modificador de viscosidade. As composições e características nos

estados fresco e endurecido são dadas nas tabelas 3.43 e 3.44. Os painéis de

concreto vibrado foram concretados em 5 camadas recebendo vibração interna em

cada camada. Todos os painéis foram desmoldados após 6 dias e deixados em

ambiente com 100% de umidade relativa até o momento dos ensaios (28 dias de

idade).

Os diferentes materiais e proporções usados nos concretos tornam difícil o

estabelecimento de influências individuais na resistência de aderência. Entretanto, as

curvas que relacionam as resistências de aderência com a altura de concreto por

baixo das barras (figura 3.32), resultantes de ajuste feito pelos autores do estudo aos

resultados obtidos, mostram a tendência de maior influência dessa altura nos

concretos de menor resistência e vibrados. Segundo os autores do estudo, os maiores

valores de resistência de aderência ocorreram para os casos de altura de concreto por

baixo das barras de até 40 cm.

96

Tabela 3.43 – Composições dos concretos (SOYLEV e FRANÇOIS, 2006)

CONCRETOS C20 C40 SCC40 C50 SCC50 Cimento CEM I 52,5 CP2 (kg/m3) 304 365,5 - 430 450 Cimento CEM I 52,5 PM ES CP2 (kg/m3) - - 310 - - Sílica ativa (kg/m3) - - - - 30 Pó de calcário (kg/m3) - - 140 - - Areia natural 3.15R (kg/m3) - - 490 - - Areia natural 0/4 C (kg/m3) - - 330 - - Areia natural 0/4 R (kg/m3) - - - - 728 Areia natural 0/5 R (kg/m3) 990 736 - 780 - Agregado graúdo 4/10 C (kg/m3) - - 460 - - Agregado graúdo 4/10 R (kg/m3) - - - - 992 Agregado graúdo 10/14 C (kg/m3) - - 360 - - Agregado graúdo 5/15 R (kg/m3) 862 1117 - 1020 - Água (kg/m3) 229 195 186 167 186,9

a/c 0,75 0,53 0,60 0,39 0,42 a/f 0,75 0,53 0,41 0,39 0,39 Plastificante Viscocrete 2100 (kg/m3) - - - - 3,84 Superplastificante Viscocrete 3010 (kg/m3) - - 4,05 - 7,68 Plastificante HP (kg/m3) - - 1,8 - - Aditivo modificador de viscosidade Sikatell 200 (kg/m3) - - 1,28 - - Superplastificante Glénium 27 (kg/m3) - - - 8,6 -

Tabela 3.44 – Características dos concretos (SOYLEV e FRANÇOIS, 2006)

CONCRETOS C20 C40 SCC40 C50 SCC50

Abatimento (cm) 15,8 7,6 - 23,0 - Espalhamento (cm) - - 63,0 - 60,0 fc,28 (MPa) 27,4 45,8 43,9 55,4 57,1 fct,28 (MPa) 3,0 3,8 3,4 4,4 5,1

97

Figura 3.32 – Resistências de aderência em função da altura do concreto por baixo das

barras quando da concretagem (SOYLEV e FRANÇOIS, 2006, p.214).

Almeida Filho (2006) fez ensaios de arrancamento, segundo procedimentos da

RILEM, de barras com diâmetro Ø de 10mm e 16mm embutidas em cilindros de

diâmetro 10Ø confeccionados com concretos vibrados e auto-adensáveis com

resistência à compressão de cerca de 30 MPa e 60 MPa. Os comprimentos de

ancoragem eram de 5Ø. Os CAA tinham superplastificante e pó de calcário ou pó de

calcário e sílica ativa como adições. As composições e propriedades dos concretos

encontram-se nas tabelas 3.45 e 3.46, respectivamente.

Os ensaios dos cilindros de controle do concreto e de arrancamento (barras na

direção da de concretagem) foram feitos aos 7 dias de idade para o caso dos

concretos de menor resistência e aos 14 dias de idade para o dos concretos de maior

resistência.

Nos ensaios de arrancamento dos espécimes de concreto de baixa resistência,

a menos de uns poucos casos, a ruptura ocorreu por arrancamento. Nos de concreto

de alta resistência, a ruptura se deu sempre por fendilhamento.

98

Tabela 3.45 – Composição dos concretos (ALMEIDA FILHO, 2006)

CONCRETOS REF1 REF 2 CAA1 CAA2

Água (kg/m3) 260,8 227 273,6 214,3

Cimento (kg/m3) 365,3 488,3 338,8 368,6

Pó de calcário (kg/m3) - - 101,6 147,5

Sílica ativa (kg/m3) - - - 36,9

Total de finos 365,3 488,3 440,4 553

Areia fina (kg/m3) 883,9 766,6 854,8 815,3

Agregado graúdo 12,5mm (kg/m3) 942,3 942,4 919,1 876,7 Superplastificante/cimento (%) - - 0,40 0,75 a/c 0,71 0,46 0,81 0,58 a/f 0,71 0,46 0,62 0,39

Tabela 3.46 – Propriedades dos concretos no estado fresco e endurecido (ALMEIDA FILHO, 2006)

CONCRETOS REF1 REF2 CAA1 CAA2

Abatimento (mm) 240 90 - - Espalhamento (mm) - - 675 740

fc,7 (MPa) 32 - 30,1 -

fct,7 (MPa) 2,18 - 2,45 -

Ec,7 (GPa) 27,2 - 27,9 -

fc,14 (MPa) - 61 - 57

fct,14 (MPa) - 3,45 - 3,71

Ec,14 (GPa) - 32,6 - 32,7

Na tabela 3.47 são apresentadas as tensões de aderência correspondentes à

média das relativas aos deslizamentos de 0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb) e as

resistências de aderência (fb), além da resistência de aderência normalizada (fb/fc1/2).

Na tabela 3.47 e na figura 3.33, pode-se verificar que, nos concretos de menor

resistência à compressão, a resistência de aderência dos CAA foi maior que a dos

vibrados e diminuiu com o aumento do diâmetro da barra de aço, o que não aconteceu

nos grupos de concretos de maior resistência à compressão.

99

Tabela 3.47 – Tensões de aderência (ALMEIDA FILHO, 2006)

CONCRETO REF 1 REF 2 CAA 1 CAA 2

fc (MPa) 32,0 61,0 30,1 57,0

φφφφ (mm) 10 16 10 16 10 16 10 16

τb (MPa) 6,48 5,48 6,14 4,59 8,05 6,09 5,25 4,94

fb (MPa) 11,6 10,8 17,1 21,9 14,3 12,9 18,1 19,2

fb/fc1/2 2,05 1,91 2,19 2,80 2,61 2,35 2,40 2,54

Figura 3.33 - Valores de fb em função do diâmetro das barras e do tipo de concreto - Gráfico

plotado a partir dos resultados dos ensaios de Almeida Filho (2006). .

Nos ensaios dos espécimes de concretos vibrados e de CAA de menor

resistência, o deslizamento entre aço e concreto correspondentes à tensão igual a fb

foi da ordem de 1mm, enquanto nos de concretos de maior resistência foi da ordem de

1,5mm (REF2) e de 2mm (CAA2). Segundo os autores do estudo, os espécimes de

concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma resistência à compressão

apresentaram comportamento semelhante.

Castel et al. (2006) fizeram ensaios de arrancamento, segundo procedimentos

da RILEM, em barras lisas e nervuradas de 12 mm de diâmetro, com comprimentos

de 60mm embutidos em blocos produzidos com dois tipos de concretos vibrados e

100

dois tipos de auto-adensáveis. Os auto-adensáveis tinham pó de calcário,

superplastificante e modificador de viscosidade e dimensão máxima de agregado de

14 mm, enquanto os vibrados não tinham pó de calcário e aditivos, tinham dimensão

máxima de agregado de 20 mm e relação água/cimento menor que a dos auto-

adensáveis. Corpos de prova cilíndricos de 110 mm de diâmetro e 220 mm de altura

foram concretados para verificar as características dos concretos no estado

endurecido. Todos os espécimes foram desmoldados depois de 24h e deixados em

laboratório (20ºC e 60% de umidade relativa do ar) por 28 dias. As composições e

propriedades dos concretos nos estados fresco e endurecido estão nas tabelas 3.48 e

3.49, respectivamente.

Tabela 3.48 – Composições dos concretos (CASTEL et al., 2006)

CONCRETOS CAA25 CAA40 REF25 REF40 Cimento CEM II 32,5 R (kg/m3) 315 - 350 - Cimento CEM I 52,5 N (kg/m3) - 350 - 425 Pó de calcário (kg/m3) 160 130 - - Areia 0/4 (kg/m3) 811 857 770 710 Seixo rolado 4/10 (kg/m3) - - 325 530 Brita 10/14 (kg/m3) - - 840 530 Brita 6,3/20 (kg/m3) 792 742 - - Água (kg/m3) 208,8 211 175 185

a/c 0,66 0,60 0,50 0,44 a/f 0,44 0,44 0,50 0,44 Superplastificante (kg/m3) 5 7,7 - - Aditivo modificador de viscosidade (kg/m3) 0,5 0,5 - -

Tabela 3.49 – Características dos concretos (CASTEL et al., 2006)

CONCRETOS CAA25 CAA40 REF25 REF40 Abatimento (mm) - - 65 40 Espalhamento (mm) 680 a 700 680 a 700 - - Caixa-L 0,89 0,94 - -

fc,28 (MPa) 30 43,7 34,4 48,8 fct,28 (MPa) 2,8 3,4 3,2 4,1

101

Alguns blocos de concreto foram cortados das extremidades de espécimes de

maior comprimento, que foram moldados na posição vertical ou horizontal, visando

verificar a influência na aderência da direção das barras com relação à da

concretagem. Os outros blocos foram cortados das laterais de paredes com 1100 mm

de altura concretadas na posição vertical, visando verificar a influência na aderência

da posição das barras dispostas perpendicularmente à direção da concretagem e em

diferentes níveis ao longo da altura quando da concretagem.

Os resultados de todos os concretos mostraram maior resistência de aderência

quando as barras não estavam em direção perpendicular à de concretagem. Para as

barras posicionadas na direção perpendicular à da concretagem, a resistência de

aderência diminuiu com o aumento da altura de concreto por baixo das barras por

ocasião da concretagem das paredes, verificando-se maior diminuição a partir do

trecho entre 200 mm e 300 mm acima da base das paredes e nas barras lisas. Em

comparação com os vibrados de resistência semelhante, os auto-adensáveis

apresentaram resistência de aderência semelhante ou maior, para os dois tipos de

barras usados.

Desnerck, Taerwe e De Shutter (2007) estudaram a aderência de barras

nervuradas com diâmetro de 20 mm e comprimentos de 5Ø (100 mm) e 10Ø (200 mm)

embutidos no concreto, utilizando o ensaio de viga da RILEM. Nas vigas, utilizaram-se

um concreto vibrado e dois CAA (os dois com pó de calcário e um com mesma relação

água/cimento que o vibrado e outro com essa relação maior). As composições dos

concretos encontram-se na tabela 3.50 e as propriedades no estado fresco e no

estado endurecido aos 28 dias são apresentadas na tabela 3.51.

Os espécimes foram mantidos à temperatura de 20ºC e umidade relativa de

95% e após três dias foram desmoldados e mantidos nas mesmas condições até o

momento do ensaio.

102

Tabela 3.50 – Composições dos concretos (DESNERCK, TAERWE e DE SHUTTER, 2007)

REF 1 CAA 1 CAA 2 Cimento CEM I 52,5 N (kg/m3) 360 360 300 Areia natural 0/4 mm (kg/m3) 640 853 853 Cascalho 2/8 mm (kg/m3) 462 263 263 Cascalho 8/16 mm (kg/m3) 762 434 434 Pó de calcário (kg/m3) - 240 300 Água (kg/m3) 165 165 165 Superplastificante - 3,1 2,4

a/c 0,46 0,46 0,55

Tabela 3.51 – Propriedades dos concretos (DESNERCK, TAERWE e DE SHUTTER, 2007)

REF 1 CAA 1 CAA 2 Abatimento (mm) 50 - - Espalhamento (mm) - 715 635 fc (MPa) 53,5 67,8 58,5 fct,fl (MPa) 6,3 7,3 6,4 fct (MPa) 3,8 4,6 3,9 Ec (GPa) 39,2 42,0 40,8

Na tabela 3.52 são apresentadas as tensões de aderência correspondentes à

média das relativas aos deslizamentos de 0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb ) e as

resistências de aderência (fb), além da resistência de aderência normalizada (fb/fc1/2).

As resistências de aderência obtidas nos ensaios foram maiores nos CAA. Nas

vigas com comprimento de aderência de 10Ø, a ruptura por aderência se deu com

escoamento das barras. Em todos os casos, para tensão de aderência máxima o

deslizamento foi cerca de 0,6 mm.

Tabela 3.52 – Tensões de aderência (DESNERCK, TAERWE e DE SHUTTER, 2007)

REF 1 CAA 1 CAA 2

Comprimento de ancoragem 5 Ø 10 Ø 5 Ø 10 Ø 5 Ø 10 Ø τb (Mpa) 13,0 13,4 15,2 >13,4 13,5 13,8 fb (Mpa) 19,4 18,3 23,5 > 19,5 21,5 19,7

fb/fc1/2 2,65 2,5 2,85 - 2,81 2,58

103

O estudo de Khayat, Attiogbe e See (2007) objetivou analisar a aderência de

barras de aço nervuradas com 20 mm de diâmetro imersas em dois tipos de concretos

muito fluidos vibrados e três auto-adensáveis a serem usados em elementos pré-

fabricados submetidos a cura ao ar ou no vapor. As barras de aço foram colocadas, na

posição horizontal, em elementos de 1540 mm de altura, 1100 mm de largura e 200

mm de espessura, posicionadas a 125 mm, 155 mm, 985 mm e 1415 mm da base, a

125 mm das faces e com 200 mm entre elas. Visava-se a resistência à compressão de

40 MPa na idade de 1 dia e de 50 MPa aos 28 dias.

As composições dos concretos encontram-se na tabela 3.53. Nela observa-se

que foram usados 2 tipos diferentes de superplastificante e de modificador de

viscosidade, cimento e cinza volante (20%) como materiais finos (relação água/finos

de 0,37), dimensão máxima de agregado de 14 mm e relação areia/agregado total de

0,55. Os concretos fluidos continham apenas um tipo mais antigo de superplastificante

(Tipo 1), enquanto os auto-adensáveis, a menos de um (o designado 6), tinham

superplastificante e modificador de viscosidade. As propriedades dos concretos

frescos e endurecidos constam da tabela 3.54.

As paredes foram concretadas na direção vertical, em 3 (concretos vibrados)

ou 2 camadas (concretos auto-adensáveis). As curadas ao ar ficaram na forma por

22h, ficando depois sob condições do laboratório (temperatura em torno de 20oC e

umidade em torno de 60%). As curadas sob vapor ficaram nas condições-ambiente

por 2h; nas 3h seguintes a temperatura foi aumentada até 60oC, diminuindo nas 5h

subseqüentes até a temperatura ambiente. Os cilindros–padrão para controle do

concreto foram submetidos às mesmas condições que as paredes. Testemunhos

foram também retirados das paredes, nos mesmos níveis onde se encontravam as

barras de aço (28 dias de idade).

104

Tabela 3.53 - Composições dos concretos (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007)

CONCRETOS

Fluidos Auto-adensáveis

1R Ar

2 Vapor

3 Vapor 4-Ar 5-Ar 6-Ar

Cimento tipo III (kg/m3) 377 371 363 380 382 386

Cinza volante (kg/m3) 94 93 91 94 94,5 96

Agregado graúdo 5 a 14 mm (kg/m3) 972 957 743 776 780 789

Areia (kg/m3) 754 742 909 949 966 966

Água (kg/m3) 174 172 168 175 176 178 a/c 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 a/f 0,37 0,37 0,37 0,37 0,37 0,37

Superplastificante - 1 (ml/m3) 1581 2167 3078 - - -

Superplastificante - 2 (ml/m3) - - - 2825 3371 2695 Aditivo modificador de viscosidade - 1 (ml/m3) - - 2066 2157 - - Aditivo modificador de viscosidade - 2 (ml/m3) - - - - 1865 -

Tabela 3.54 - Propriedades dos concretos (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007)

CONCRETOS Fluidos Auto-adensáveis

1R - Ar 2 - Vapor 3 - Vapor 4 - Ar 5 - Ar 6 - Ar Abatimento (mm) 230 230 - - - - Espalhamento (mm) - - 675 700 700 720

fc,1 (MPa) 37 42 40 42 41 40 fc,28 (MPa) 56 52 51 56 59 59

A figura 3.34 apresenta as relações entre resistências à compressão aos 28

dias obtidas dos ensaios de testemunhos e de cilindros-padrão, em função da

distância da posição de onde foram retirados os testemunhos à base das paredes.

Nela constata-se que, dos concretos curados ao ar (1R, 4, 5 e 6), o vibrado foi o que

teve menores valores para essas relações, que houve tendência de ter-se maiores

valores para posições intermediárias ao longo da altura das paredes e menores para

as posições no topo e que as relações dependem não só do tipo de cura mas também

da combinação de aditivos adotada na composição dos concretos.

105

Figura 3.34 - Relações entre as resistências à compressão aos 28 dias obtidas dos ensaios de testemunhos e de cilindros-padrão em função da distância da posição de onde foram retirados

os testemunhos à base das paredes (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 43).

Na figura 3.35 são mostradas as relações entre as resistências de aderência

das barras junto à base das paredes e das barras ao longo da altura das paredes para

a idade de 1 dia, e na figura 3.36 as relações entre essas relações normalizadas

considerando a resistência à compressão do concreto in situ, para a idade de 28 dias.

Figura 3.35 - Relações entre as resistências de aderência das barras junto à base das paredes

e das barras ao longo da altura das paredes, para a idade de 1 dia (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 43)

Na figura 3.36 nota-se maior diferença entre as resistências de aderência

normalizadas das barras junto à base e ao topo nas paredes dos concretos com cura

sob vapor. Nos casos de cura ao ar, a diferença depende da combinação de aditivos,

podendo ser maior ou menor que a do concreto de referência.

106

Figura 3.36 - Relações entre as resistências de aderência normalizadas das barras junto à

base das paredes e das barras nas outras posições, considerando a resistência à compressão do concreto in situ, para a idade de 28 dias (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 44)

Esfahani, Lachemi e Kianoush (2008) analisaram a resistência de aderência de

barras com 25 mm de diâmetro em concretos auto-adensável e vibrado com

resistência à compressão de cerca de 60 MPa aos 28 dias. Os ensaios de

arrancamento foram feitos em barras na direção horizontal situadas em três diferentes

níveis ao longo da altura de espécimes com 900mm de altura, 200 mm ou 300 mm de

largura e 100 mm de espessura (comprimento de aderência). Para cada tipo de

concreto, dois grupos de espécimes foram produzidos; num o cobrimento das barras

junto à base e ao topo era de 40 mm e o das barras a meia altura era de 30 mm, e no

outro, esses cobrimentos eram de 60 mm e 50 mm (espécimes de maior largura),

respectivamente.

Os concretos estudados tinham relação a/c semelhantes e os mesmos

materiais, mudando apenas a sua proporção, com exceção do superplastificante e

agente modificador de viscosidade que foram usados apenas no concreto auto-

adensável. As composições dos concretos, características no estado fresco e

resistência à compressão aos 28 dias são mostradas na tabela 3.55.

107

Tabela 3.55 – Composições e propriedades dos concretos (ESFAHANI, LACHEMI e KIANOUSH, 2008)

REF CAA

Água (kg/m3) 202 180 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 481 450 Areia 2,5mm (kg/m3) 641 1050 Seixo rolado 12,5mm (kg/m3) 1015 715 Superplastificante (l/m3) - 6,92 Modificador de viscosidade (% de C) - 0,062

a/c 0,42 0,40

Abatimento (mm) 70 - Espalhamento (mm) - 600

fc,28 (MPa) 58 ou 61 62 ou 68

Após a concretagem, os exemplares foram cobertos com plástico e tecido

molhado por 24 horas. Depois foram deixados em uma câmara com temperatura de

aproximadamente 23ºC e 100% de umidade relativa até a realização dos ensaios.

Em todos os ensaios ocorreu ruptura por fendilhamento; os valores de fb e de

fb/(fc1/2) obtidos estão na tabela 3.56, sendo os valores de fc os obtidos dos ensaios de

controle padronizados.

Em face do tipo de ruptura apresentado, maiores cobrimentos das barras num

determinado nível levaram a maior resistência de aderência e menor diferença entre

essas resistências para as barras na base e no topo (figura 3.37). A diferença entre as

resistências de aderência referentes às barras da base e do topo foi maior nos

concretos auto-adensáveis (52% e 29%) do que nos concretos vibrados (44% e 14%).

108

Tabela 3.56 – Resistências de aderência obtidas por Esfahani, Lachemi e Kianoush, 2008

REF

Ensaio fc (MPa) Posição fb (MPa) fb /(fc1/2)

REF 1 58 Base 7,70 1,01 Meio 7,88 1,04

Topo 4,34 0,570

REF 2 61 Base 9,88 1,27

Meio 11,26 1,44

Topo 8,53 1,09

CAA

Ensaio fc (MPa) Posição fb (MPa) fb /(fc1/2)

CAA 1 62 Base 8,29 1,05

Meio 8,24 1,05

Topo 3,96 0,503

CAA 2 68 Base 9,85 1,19

Meio 11,60 1,41

Topo 7,00 0,849

Figura 3.37 – Valores de resistência de aderência normalizada em função da posição das

barras ao longo da altura, gráficos plotados a partir dos resultados dos ensaios de Esfahani Lachemi e Kianoush. (2008).

109

O estudo de Valcuende e Parra (2009) envolveu quatro tipos de concreto auto-

adensáveis e 4 tipos de concretos vibrados (concretos de referência) com três

diferentes relações a/c e dois tipos de cimento com adições, conforme mostrado na

tabela 3.57. A abreviação utilizada identifica o tipo de concreto: concreto vibrado (N)

ou auto-adensável (S), relação a/c (0,65, 0,55 ou 0,45) e resistência do cimento (32

MPa ou 42 MPa). Os concretos vibrados e os auto-adensáveis de mesma relação

água/cimento tinham iguais teores de água (mantido constante em todos os

concretos), cimento e agregado graúdo e agregado total, mas o agregado miúdo dos

auto-adensáveis era constituído de partes grossa e fina (19,2% de partículas com

dimensão máxima de 0,063 mm), enquanto os vibrados tinham apenas areia grossa.

As características dos concretos auto-adensáveis no estado fresco são

mostradas na tabela 3.58; os concretos vibrados foram ajustados para ter um

abatimento de tronco de cone de (140±5) mm.

Foram feitos ensaios de arrancamento, segundo procedimento da RILEM, de

barras de aço com 16 mm de diâmetro embutidas em corpos de prova cúbicos com

dimensão de 200 mm, em direção perpendicular à de concretagem. Além desses,

foram realizados ensaios de arrancamento de barras com 12 mm de diâmetro com 60

mm embutidos em direção perpendicular à de concretagem de espécimes cúbicos

com dimensão de 150 mm, retirados de diferentes alturas de pilares com seção

quadrada de 150 mm e altura de 1500 mm. Foram produzidos dois espécimes para

cada tipo de concreto e todos foram desmoldados após 24 horas da concretagem e

curados à temperatura de 20°C e umidade relativa de 95%. Corpos-de-prova

cilíndricos de 150 mm de diâmetro e 300 mm de altura foram moldados em cada

betonada para ensaios de resistências à compressão e à tração aos 28 dias e 90 dias.

Os resultados dos ensaios são apresentados na tabela 3.59. Nela constam,

além das resistências à compressão e à tração do concreto dos espécimes, as

tensões de aderência correspondentes à média das relativas aos deslizamentos de

0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb ) e as resistências de aderência (fb).

110

Tabela 3.57 – Composições dos concretos (VALCUENDE e PARRA, 2009)

Mistura 1

Mistura 2

Mistura 3

Mistura 4

Mistura 1

Mistura 2

Mistura 3

Mistura 4

S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42 Cimento CEM II (kg/m3) 275,0 325,0 325,0 400,0 275,0 325,0 325,0 400,0

Água (kg/m3) 178,8 178,8 178,8 180,0 178,8 178,8 178,8 180,0

a/c 0,65 0,55 0,55 0,45 0,65 0,55 0,55 0,45 Agregado graúdo de calcário 12mm (kg/m3)

824,3 806 806 777,2 824,6 806,5 806,5 777,7

Areia grossa de calcário (kg/m3) 223,1 436,2 436,2 630,9 1115,6 1091,1 1091,1 1052,2

Areia fina de calcário (kg/m3) 892,2 654,3 654,3 420,6 - - - -

Superplastificante (kg/m3) 4,7 5,2 4,9 6,0 1,9 2,3 1,6 2,0

Tabela 3.58 – Características dos CAA no estado fresco (VALCUENDE e PARRA, 2009)

Espalhamento Funil-V

(s) T500 (s)

Espalhamento (mm)

S-65-32 3,2 690 9,9 S-55-32 3,8 700 12,1 S-55-42 3,7 640 12,0 S-45-42 5,1 650 14,6

111

A menos dos ensaios aos 90 dias dos espécimes dos concretos S-45-42 e N-

45-42, onde ocorreu ruptura por fendilhamento com escoamento das barras de aço, as

rupturas foram por arrancamento, com tensões nas barras de aço próximas da de

escoamento.

Tabela 3.59 – Resultados dos ensaios dos espécimes cúbicos de 200 mm

(VALCUENDE e PARRA, 2009)

Concreto Idade (dias)

fc (MPa)

fct (MPa)

Tensão de aderência média

Resistência de aderência

τb(MPa) τb /√fc fb(MPa) fb /√fc

S-65-32 28 30,2 2,40 11,7 2,12 18,0 3,27

90 37,3 2,82 13,5 2,20 19,6 3,53

S-55-32 28 35,8 2,73 13,6 2,27 21,7 3,62

90 44,2 3,20 16,6 2,49 25,4 3,83

S-55-42 28 50,2 3,52 17,6 2,48 28,0 3,95

90 59,5 4,14 19,1 2,47 29,5 3,82

S-45-42 28 61,2 4,09 20,1 2,64 40,0 3,83

90 69,0 4,80 22,7 2,70 32,4 3,90

N-65-32 28 27,8 2,65 8,42 1,62 15,4 3,05

90 35,5 3,20 10,7 1,80 20,3 3,40

N-55-32 28 33,8 3,08 10,7 1,82 19,2 3,39

90 43,2 3,72 12,3 1,87 21,5 3,28

N-55-42 28 42,4 3,67 12,6 1,94 23,6 3,67

90 51,7 4,29 15,9 2,21 25,7 3,80

N-45-42 28 56,5 4,22 16,2 2,33 29,7 3,81

90 63,1 4,98 19,7 2,48 31,4 3,95

Os valores de τb nos concretos auto-adensáveis foram maiores que nos

concretos de referência; entretanto, a diferença entre os dois tipos de concreto tendeu

a diminuir à medida que a resistência do concreto aumentava (figura 3.38). A diferença

entre τb/fc0,5 dos espécimes de concreto com resistência à compressão aos 28 dias na

faixa de 30MPa (N/S-65-32) foi da ordem de 31%, enquanto a dos espécimes na faixa

de 60MPa (N/S-45-42) foi 13%.

As resistências de aderência normalizadas referentes aos concretos auto-

adensáveis também foram maiores que as relativas aos concretos de referência com

112

valores de fc semelhantes e as diferenças entre elas tenderam a diminuir com o

aumento de fc (figura 3.39), mas essas diferenças não passaram de 17%.

Figura 3.38 – Tensão de aderência média normalizada em função da resistência à compressão

para a idade de 28 dias (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.167)

Figura 3.39 – Resistência de aderência normalizada em função da resistência à compressão

para a idade de 90 dias (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.167)

Em função desses resultados, os autores propuseram expressão de coeficiente

redutor do comprimento de ancoragem de barras de aço em CAA com alto teor de

finos e alta viscosidade apenas para fc ≤ 50 MPa, igual a 0,11 Ln (fc) + 0,56, com fc em

MPa.

Os resultados dos ensaios dos espécimes cúbicos de 150 mm retirados de

diferentes posições ao longo da altura dos pilares mostraram diminuição de τb e fb com

o aumento da distância dessas posições à base do pilar, havendo menor diferença

113

entre os valores relativos ao fundo e ao topo dos pilares nos casos de concretos auto-

adensáveis e nos com menor relação água/cimento. Nas figuras 3.40 e 3.41 são

mostrados os valores das relações entre a resistência de aderência dos espécimes

retirados dos diferentes níveis ao longo da altura dos pilares e a resistência de

aderência do espécime retirado do nível junto à base, para o grupo de concretos auto-

adensáveis e para o grupo de concretos vibrados. Enquanto nos CAA a perda da

resistência de aderência entre base e topo variou de 32% a 55%, nos vibrados ela

variou entre 60% e 74%.

Figura 3.40 – Resistência de aderência ao longo da altura dos pilares de concretos

auto-adensáveis (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.168)

Figura 3.41 – Resistência de aderência ao longo da altura dos pilares de concretos

vibrados (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.168)

114

A partir desses resultados, os autores do estudo propuseram que, em vez do

valor de 1,4 comumente adotado, para levar em conta a zona de má aderência no

cálculo do comprimento de ancoragem, se adote 1,25 para barras em CAA com alto

teor de finos e alta viscosidade.

Hassan, Hossain e Lachemi (b2010) concretaram paredes densamente

armadas de 4000 mm de comprimento, 1200 mm de altura e 300 mm de espessura

com concretos vibrado e auto-adensável de resistência à compressão aos 28 dias de

cerca de 45 MPa. Na tabela 3.60, pode-se constatar que, a menos dos aditivos

(superplastificante no CAA e plastificante no vibrado, expressos em ml por 100kg de

finos), os materiais componentes dos concretos foram os mesmos, mas em diferentes

proporções. As características dos concretos frescos estão na tabela 3.61.

Tabela 3.60 – Composições dos concretos (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, b2010)

CAA REF Cimento ASTM Tipo I (kg/m3) 315 300 Escória de alto-forno (kg/m3) 135 100 Água (kg/m3) 180 160

a/c 0,57 0,53 a/f 0,40 0,40 Agregado graúdo 10mm (kg/m3) 900 1130 Agregado fino (kg/m3) 930 725 Superplastificante 850 0 Plastificante 0 300

Tabela 3.61 – Características no estado fresco (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, b2010)

REF Abatimento (mm)

80

CAA Espalhamento

Funil-V (s) T500 (s) Ø (mm)

3 700 5,5

As paredes foram concretadas na posição vertical, com o CAA fluindo a partir

de uma região lateral onde não havia as barras de aço horizontais que foram

115

submetidas a ensaio de arrancamento. Estas barras nervuradas, de 20 mm de

diâmetro e 150 mm de comprimento aderente ao concreto, estavam posicionadas a

150 mm, 510 mm e 870 mm da base das paredes.

As resistências à compressão e à tração dos concretos obtidas de ensaios de

cilindros-padrão e os valores de fb e fb/fc0,5 correspondentes aos ensaios de

arrancamento, para diferentes idades, são listados na tabela 3.62. Em todos os

ensaios, a ruptura se deu por arrancamento.

Tabela 3.62 – Resultados dos ensaios (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, b2010)

Concreto Idade (dias)

fc (MPa)

fct (MPa)

fb(MPa) fb√fc

topo meio base topo meio base

CAA

1 14,9 - 10,08 10,83 10,62 2,61 2,81 2,75

3 17,9 - 16,99 16,99 17,52 4,02 4,02 4,14 7 30,6 - 18,26 18,26 19,43 3,30 3,30 3,51

14 38,3 - 18,37 18,15 19,11 2,97 2,93 3,09

28 45,0 3,8 19,75 20,17 20,49 2,94 3,01 3,05

REF

1 14,2 - 10,19 10,62 10,83 2,70 2,82 2,87 3 18,7 - 16,56 16,77 17,30 3,83 3,88 4,00

7 31,7 - 17,83 17,94 19,32 3,17 3,19 3,43 14 41,5 - 17,62 18,05 19,64 2,74 2,80 3,05

28 47,0 4,0 18,90 19,53 20,59 2,76 2,85 3,00

A evolução de fc e fb com a idade pode ser vista nas figuras 3.42 e 3.43,

respectivamente, e de fb/fc0,5 na figura 3.44.

116

Figura 3.42 – Evolução da resistência à compressão dos concretos - Gráfico plotado a partir

dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).

Figura 3.43 – Evolução da resistência de aderência na base, no meio e no topo das paredes - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).

117

Figura 3.44 – Evolução da resistência de aderência normalizada na base, no meio e no topo

das paredes - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).

A evolução diferenciada da resistência à compressão (fc) e da resistência de

aderência (fb) fica evidenciada no gráfico da figura 3.43, onde o pico para 3 dias de

idade indica evolução da resistência à compressão mais lenta que a da resistência de

aderência. Por volta dos 14 dias, o gráfico da evolução da resistência de aderência

normalizada se torna aproximadamente constante, mostrando uma evolução da

resistência à compressão semelhante à da resistência de aderência a partir dessa

idade.

Também neste estudo verificou-se uma diminuição da resistência de aderência

ao longo da altura das paredes, como se pode observar na figura 3.45. Esta

diminuição foi menor para o concreto auto-adensável, principalmente em idades mais

avançadas. Enquanto que aos três dias de idade esta diferença não passou de 4%,

aos 28 dias de idade esta diferença foi de 4% para o concreto auto-adensável e 8%

para os concretos de referência.

118

Figura 3.45 – Resistências de aderência na base, no meio e no topo das paredes, para

diferentes idades - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).

3.3.2 – Aderência entre CAA e aço de armadura ativa

Armadura ativa lisa, indentada ou com nervuras, com relação à aderência, se

comporta de maneira similar à armadura passiva com mesmo tipo de superfície, o que

não acontece com as cordoalhas. Quando elas deslizam no concreto, não ocorre o

cisalhamento das protuberâncias de concreto helicoidais; elas se movem num canal

pré-formado. Por outro lado, compressão radial é causada pelo efeito de cunha

(conseqüência da forma irregular da cordoalha), pelo efeito de Poisson (mudança de

seção quando a tensão na cordoalha varia, figura 3.46) e pelo efeito do passo da

hélice (mudança do passo quando a tensão na cordoalha varia é restringida pelo

concreto ao redor).

A técnica da pré-tração depende da aderência entre armadura ativa e o

concreto ao seu redor para transferir a tensão da armadura para o concreto e quanto

maior a resistência de aderência menor é o comprimento de transferência. Segundo

Buchain (2007), este comprimento fica entre 50φ e 100φ para cordoalhas e entre 100φ

119

e 150φ para fios. A forma de liberação da armadura também afeta o comprimento de

transferência; liberação lenta leva a menor comprimento de transferência que

liberação rápida.

Figura 3.46 - Efeito Poisson (ou efeito Hoyer) ao longo do comprimento de

transferência (HEGGER, WILL e BULTE, 2007, p.132)

Girgis e Tuan (2005) realizaram ensaios de arrancamento e de determinação

do comprimento de transferência em espécimes concretados com dois tipos de CAA e

um de concreto vibrado (todos com cura sob vapor), tendo cordoalha de 7 fios com

diâmetro nominal de 15,2mm. Nos ensaios de arrancamento (ensaio de Moustafa), o

comprimento de aderência era de 457 mm e a determinação do comprimento de

transferência foi feita em vigas com mesas superior e inferior iguais às usadas em

pontes. Os CAA tinham cinza volante e aditivo modificador de viscosidade. As

características no estado fresco e os valores de resistência à compressão em

diferentes idades são apresentados na tabela 3.63.

Tabela 3.63 – Resistências à compressão e características no estado fresco dos concretos

(GIRGIS e TUAN, 2005)

Misturas Resistência à compressão (fc) - MPa Abatimento (mm)

Espalhamento (mm) Idade (dias) 1 3 7 14 28

CAA1 44,8 53,0 55,0 59,1 75,1 - 762 CAA2 41,2 46,5 49,6 51,8 55,4 - 660 REF 48,1 51,9 57,8 60,4 65,7 254 -

Os autores do estudo verificaram que, para 1 ou 2 dias de idade, o ensaio de

arrancamento não indicou diferenças entre as resistências de aderência dos CAA e do

concreto vibrado. O mesmo não aconteceu com relação aos comprimentos de

120

transferência; para os CAA eles foram iguais a 60φ (CAA1) e 72φ (CAA2) e para o

concreto vibrado foi 33φ.

Hegger, Will e Bulte (2007) fizeram ensaios de arrancamento de cordoalhas de

sete fios com diâmetro de 12,5mm (comprimento de aderência de 50mm) em

espécimes de concretos auto-adensáveis, um com adição de cinza volante (a/c=0,51),

outro com pó de calcário e o terceiro com cinza volante e pó de calcário (a/c=0,55).

Verificou-se que a tensão de aderência é sensível aos componentes do concreto e que

o concreto só com adição de pó de calcário apresentou maior resistência de aderência

que os concretos com cinza volante

Ensaios de arrancamento (ensaios Moustafa, 457 mm de comprimento

aderente) e de determinação do comprimento de transferência (elementos com 3,5m

ou 4,3m de comprimento) foram efetuados por Rueda e Schokker (2007) em

espécimes com cordoalha de 12,7mm de diâmetro nominal, moldados com concretos

vibrado e auto-adensável usados por uma empresa de pré-fabricação. Nos ensaios de

arrancamento, o CAA apresentou carga última média um pouco maior que o vibrado

(em torno de 8%). Nos de determinação do comprimento de transferência (liberação

da cordoalha quando fc=24,1MPa), encontraram-se para esse comprimento valores

entre 450 mm e 530 mm (cerca de 40φ), não se notando diferença de comportamento

entre os espécimes dos dois tipos de concreto.

Burgueño e Haq (2007) fizeram também ensaios de arrancamento (ensaio

Moustafa) e de determinação do comprimento de transferência (vigas T) em

espécimes com cordoalhas de 13 mm de diâmetro, moldados com um tipo de concreto

vibrado (a/c=0,4) e três de CAA (a/c=0,35; 0,40 ou 0,45). Os concretos, dosados para

atingir resistência à compressão aos 28 dias de 48 MPa, não tinham adições e apenas

o vibrado e o CAA com a/c=0,35 não tinham aditivo modificador de viscosidade. O

CAA com a/c=0,45 tinha maior teor de agregados graúdos que os outros dois CAA.

Nos ensaios de arrancamento, em comparação com o de concreto vibrado, os

espécimes dos CAA com a/c=0,35 e 0,40 apresentaram resistências de aderência

121

menores (25% e 15%, respectivamente), enquanto o de CAA com a/c=0,45 (maior teor

de agregados graúdos) apresentou resistência de aderência 2% maior que o de

concreto vibrado.

Nas vigas com 11,58 m de comprimento, pré-tracionadas aplicando nas

cordoalhas tensão igual a 75% da resistência à tração, a liberação da armadura ativa

foi feita quando a resistência à compressão do concreto era pelo menos 28 MPa. As

vigas de concretos auto-adensáveis apresentaram comprimento de transferência de

30% a 39% maior que a do concreto de referência. O pior desempenho foi da de CAA

com menor a/c e maior teor de finos e o melhor da de CAA com maior a/c e maior teor

de agregado graúdo.

Pozolo e Andrawes (2010) realizaram ensaios de arrancamento (tipo Moustafa)

de cordoalhas com 12,7 mm de diâmetro imersas em blocos de concretos vibrado e

auto-adensável, que tinham os mesmos materiais constituintes mas em diferentes

proporções. Nenhum dos concretos tinha adições e aditivo modificador de viscosidade;

a relação água/cimento do concreto vibrado era de 0,33 (abatimento de 178 mm) e do

CAA de 0,28 (espalhamento de 560 mm) e ambos os concretos tinham resistência à

compressão de 35 MPa aos 28 dias. Para determinar o comprimento de transferência,

foram produzidas vigas de CAA com comprimento de 8,53m, seção transversal tipo

caixão com 12 cordoalhas de 12,7mm tracionadas com tensão igual a 75% da sua

resistência à tração, que foram liberadas quando obteve-se fc=34,5 MPa (1 dia de

idade).

Nos ensaios de arrancamento, realizados para as idades de 1, 3, 7 e 28 dias,

exceto para a idade de 7 dias, obtiveram-se força de arrancamento máxima e essa

força dividida por √fc maiores para o concreto auto-adensável, sendo a diferença maior

observada para a idade de 1 dia. Para esta idade, a diferença referente à força

dividida por √fc foi de 25%.

Na viga de CAA, verificou-se comprimento de transferência igual a 42φ.

122

3.4. RETRAÇÃO E DEFORMAÇÃO LENTA

O concreto, mesmo não estando submetido a tensão, sofre variação de volume

ao longo do tempo decorrente da perda ou absorção de água, tendo-se retração ou

inchamento. Quando sob tensão constante, o concreto sofre aumento de deformação

ao longo do tempo, que é parcialmente reversível, fenômeno que é chamado de

deformação lenta ou fluência. Por outro lado, quando submetido a deformação

constante, a tensão diminui ao longo do tempo (relaxação).

A retração pode ser decomposta em diferentes parcelas, em função da causa

da variação de volume, mas, de maneira mais simplificada, pode ser admitida como

sendo a soma da retração autógena com a retração por secagem, já que a retração

plástica (perda de água do concreto ainda no estado plástico) pode ser evitada ou bem

minorada submetendo-se o concreto a cura adequada.

A retração autógena é associada à reação de hidratação do cimento (o volume

da pasta de cimento endurecida é menor que a soma do volume de água com o

volume de cimento antes da hidratação), se desenvolve rapidamente, é maior nos

concretos com menor relação água/aglomerante e ocorre de maneira uniforme em

todo o concreto. O desenvolvimento da retração por secagem ocorre lentamente e

depende das condições ambientais e das dimensões do elemento de concreto. O

concreto da região próxima à superfície externa atinge o estado de equilíbrio de

umidade com o ambiente externo em pouco tempo, o que não acontece com o

concreto mais afastado da superfície externa. Essa diferença de umidade entre as

regiões externa e interna acarreta tensões de tração na região próxima à superfície

externa que podem resultar em fissuras. Também existem tensões internas adicionais

resultantes da retração diferenciada entre pasta e agregados (FIB, 2009).

A figura 3.47 mostra que concretos de resistência usual tendem a ter menor

retração autógena e maior retração por secagem que os de maior resistência, fato que

123

pode levar os concretos de menor resistência a terem menor retração total que os de

alta resistência para baixas idades e a maior retração total para idades maiores.

Figura 3.47 – Retração autógena e por secagem de concretos de resistências baixa (CBR) e alta (CAR) (FIB, 2009, p.60)

A retração tende a aumentar com o aumento do teor de pasta, da finura do

cimento e do teor de água do concreto e a diminuir com o aumento do teor e módulo

de elasticidade dos agregados graúdos. O tipo e o teor de adições e aditivos também

influenciam a retração, mas há informações contraditórias sobre essa influência, pois

ela depende do que se fixa e do que se varia ao incluir essas adições no concreto, do

cimento usado e do tempo de cura. Em geral, as adições mais reativas (sílica ativa e

escória) tendem a acarretar maior retração. A diminuição da umidade relativa do

ambiente leva ao aumento da retração do concreto e as dimensões do elemento

estrutural não afetam a retração final, mas afetam a velocidade com que a retração

ocorre. Peças com menores dimensões atingem mais rapidamente a retração final do

que peças de maiores dimensões (FIB, 2009, WEST, DARWIN e BROWNING, 2010,

TRANSPORTATION RESERCH BOARD, 2009). A retração total após longos períodos

de secagem varia entre cerca de 0,1x10-3 e 1x10-3 (FIB, 2009).

Idade (dias)

Ret

raçã

o

-6CBRCAR

Início da secagem

Retração por

secagem

Retração autógena

124

Nos estudos experimentais de retração, é de particular importância a idade do

início das medições, principalmente nos concretos onde tem-se maior retração

autógena.

Retração e deformação lenta são fenômenos inter-relacionados e o

comportamento de um elemento estrutural é governado pela deformação total

(retração + deformação lenta). Esses dois fenômenos dependem da microestrutura do

concreto, ou seja, dependem da composição e do grau de hidratação do concreto.

A deformação lenta tende a aumentar com o aumento do teor de pasta e do

teor de água do concreto e a diminuir com o aumento do teor e módulo de elasticidade

dos agregados graúdos e com o aumento do grau de hidratação do cimento quando

do carregamento do concreto. A diminuição da umidade relativa do ambiente leva ao

aumento da deformação lenta do concreto e as dimensões do elemento estrutural,

como na retração, também afetam a velocidade com que a deformação lenta ocorre.

Depois de longos períodos, a deformação lenta pode atingir valores de até cerca de 5

vezes a deformação instantânea (FIB, 2009).

Segundo Wehbe et al. (2009), os CAA são mais suscetíveis a retração plástica

pois tendem a ter menor exsudação.

Ensaios realizados por Nassif, Aktas e Najm (2008) em concretos vibrados e

auto-adensáveis com relação a/agl entre 0,35 e 0,39, tendo os auto-adensáveis

diferentes tipos de adições (cinza volante, escória ou sílica ativa), mostraram maior

retração por secagem nos CAA. Segundo os autores do estudo, isso se deveu ao

maior teor de pasta desses concretos.

Loser e Leemann (2009) investigaram a deformação lenta (sob tensão de

10MPa) e a retração em concretos vibrados (espalhamento de cerca de 500mm) e

auto-adensáveis (espalhamento entre 600mm e 720mm), com relação a/agl entre 0,36

e 0,46 (fc,28 entre 42MPa e 74MPa), onde se variaram tipo de cimento (CEM I 42,5 N e

CEM II 42,5), tipo de adições (cinza volante ou pó de calcário, substituindo 23% ou

27% do cimento em massa) e tipo de aditivo (só superplastificante ou

125

superplastificante e redutor de retração). Nos CAA, o volume de pasta era cerca de

30% maior que o dos concretos vibrados. Os CAA tinham dmax de 16mm, enquanto os

concretos vibrados tinham dmax de 32mm. Iniciaram-se as medições da retração na

idade de 24h. Desse estudo concluiu-se que a deformação lenta e a retração dos CAA

foram maiores que as dos concretos vibrados, havendo maior diferença na retração e

que o parâmetro influenciador da retração mais relevante é o teor volumétrico de

pasta. Observou-se que dmax não influencia a retração quando se mantém o volume de

pasta constante. Dos concretos sem aditivo redutor de retração, para a idade de 91

dias, os CAA tiveram retração 10% a 40% maior. Com o uso de aditivos redutores de

retração foi possível reduzir a retração dos CAA ao nível da verificada nos concretos

vibrados e essa redução dependeu do teor desse aditivo.

Khayat e Long (2010) compararam as retrações autógenas e por secagem de

concretos vibrados (abatimento de 150 mm) e auto-adensáveis (espalhamento de

680mm). Esses concretos tinham a/agl entre 0,34 e 0,40 e neles variaram-se o tipo de

cimento (composto ou de alta resistência inicial), o teor de cinza volante (0 ou 20%) e

o teor de aditivo modificador de viscosidade (0 a 1ml/kg de aglomerante). O tipo de

cura do concreto também foi variada (no vapor, úmida, ao ar). Verificou-se que a

relação a/agl tem grande influência na retração autógena do concreto e também os

tipos de aglomerantes usados. Para um determinado tipo de aglomerante, a retração

autógena aos 56 dias dos CAA foi semelhante à dos concretos vibrados (variou entre

0,1x10-3 e 0,35x10-3). Essa retração aos 14 dias foi cerca de 80% da verificada aos 56

dias. Aos 300 dias, os CAA tiveram retração por secagem 5% a 30% maior que a de

concretos vibrados com mesma relação a/agl (deformações variaram entre cerca de

0,5x10-3 e 1x10-3). De diferentes expressões para avaliar a retração analisadas, a que

levou a resultados mais próximos dos experimentais foi a do CEB-FIP MC 90 (1993).

Guneyisi, Gesoglu e Ozbay (2010) estudaram a retração por secagem de

concretos auto-adensáveis com 65 diferentes composições, com relação a/f=a/agl de

0,32 ou 0,44 e espalhamento de cerca de 700mm. Nesses concretos, a menos dos

126

dois de referência (um com a/c=0,32 e outro com a/c=0,44), foi feita substituição de

diferentes porcentagens do cimento (ASTM Tipo I) por um, dois ou três tipos de

adição: cinza volante, escória granulada de alto forno, sílica ativa e metacaulim. O

agregado graúdo foi seixo com dmáx de 16 mm e apenas superplastificante foi utilizado

como aditivo. Os valores de fc,28 variaram de 30 MPa a 99MPa e de fc,90 de 43 a

113MPa e dependeram dos tipos e teores das adições. A cinza volante levou à

diminuição de fc, a sílica e o metacaulim ao aumento e a escória pouco efeito teve em

fc. De modo geral, a inclusão de sílica ativa acarretou maiores deformações de

retração aos 50 dias e a de metacaulim levou a maiores reduções na retração. Os

concretos com escória e cinza volante também apresentaram redução na retração.

Verificou-se que o efeito negativo da sílica ativa pode ser minimizado quando a sílica é

associada a outro ou outros tipos de adições; os concretos com dois ou três tipos de

adições em sua composição apresentaram deformações por retração menores que as

dos concretos só com cimento.

Kim et al. (2011) estudaram a deformação lenta de cilindros de concretos auto-

adensáveis e compararam os resultados com aqueles obtidos de cilindros de

concretos vibrados de resistência à compressão semelhante. Para os ensaios foram

desenvolvidos quatro misturas de concreto auto-adensável e quatro misturas de

concreto vibrado onde se variaram o tipo de agregado graúdo (cascalho de rio ou

calcário, ambos com dmáx de 19 mm) e a resistência à compressão às 16 horas (35

MPa ou 48 MPa). Cinza volante, superplastificante, agente modificador de

viscosidade e retardador de pega foram utilizados nos concretos auto-adensáveis,

enquanto que apenas superplastificante foi utilizado no concreto vibrado. As relações

a/agl variaram entre 0,23 e 0,29 para os concretos auto-adensáveis e 0,29 a 0,42 para

os concretos vibrados. Já os volumes de agregados graúdos ficaram entre 34,8% e

37,8% para os concretos auto-adensáveis e 40,1% e 44,3% para os concretos

vibrados. Os concretos foram deixados por sete dias em ambiente controlado e só

então foram carregados. Os resultados mostraram que, de modo geral, os concretos

127

com agregados de calcário apresentaram maiores deformações quando comparados

com os concretos com cascalho de rio. Os concretos vibrados apresentaram fluência

18% maior do que os concretos auto-adensáveis. Segundo os autores, apesar do

concreto auto-adensável apresentar maior volume de pasta, o que geralmente leva a

um maior valor de fluência, os concretos auto-adensáveis apresentaram resistência à

compressão em idades avançadas bem maior do que os concretos vibrados, o que

pode ter levado a uma diminuição da fluência nos CAA.

Leemann, Lura e Loser (2011) analisaram a retração e a deformação lenta de

três concretos auto-adensáveis e três concretos vibrados, todos com relação

a/c=a/agl= 0,40 e confeccionados com os mesmos materiais. Além do tipo de

concreto, a única variável do estudo foi o tipo de cimento utilizado: CEM I 42,5 N, CEM

II/B-M 32,5 R (14% em massa de pó de calcário e 18% em massa de cinza volante) e

CEM III/B 42,5 HS (70% em massa de escória). O agregado graúdo utilizado tinha dmáx

de 32 mm, nenhum tipo de adição foi utilizado nos concretos e apenas

superplastificante foi usado como aditivo. O volume de pasta nos concretos vibrados

variou entre 23% e 24% e nos auto-adensáveis entre 38% a 39%. Dos 2 dias aos 28

dias, os concretos vibrados e auto-adensáveis com cimento CEM I tiveram maiores

valores de fc e Ec que os com os outros tipos de cimento.Todos os concretos auto-

adensáveis tiveram menor fc e Ec e maior retração que seus pares vibrados, e a

evolução e o valor da retração dependeu do tipo de cimento. De acordo com os

autores do estudo, isso decorreu do maior volume de pasta dos CAA. Aos 91 dias, os

concretos com cimento CEM I apresentaram a maior retração. A deformação lenta nos

concretos auto-adensáveis também foi maior que nos vibrados, sendo a diferença

maior nos concretos com CEM I. Verificou-se que a deformação lenta diminuiu com o

aumento da idade do concreto quando da aplicação da carga, mas a relação entre a

deformação ao longo do tempo e a imediata (coeficiente de fluência) não teve

mudança significativa. Constatou-se também que a retração é mais afetada pelo teor

de pasta que a fluência e que a retração e a fluência tendem a diminuir com a

128

diminuição de clinquer no cimento, fazendo-se substituições por cinza volante e

escória.

3.5. DURABILIDADE

Para relações a/c maiores que cerca de 0,4, a pasta de cimento hidratado tem

espaços que podem ser preenchidos com água e que vão ficando vazios durante o

processo de secagem. Esses espaços formam um sistema de poros capilares com

dimensão na faixa de 10-5mm a 10-1mm. A porosidade capilar aumenta com o aumento

de a/c e diminui com o aumento da hidratação da pasta de cimento e com o aumento

de material fino no concreto, tendo-se granulometria mais contínua (FIB, 2009).

Os mais importantes parâmetros associados à durabilidade do concreto e da

armadura que ele envolve nas estruturas de concreto são a quantidade, o tamanho e a

conectividade dos poros da pasta de cimento bem como a existência de fissuras nessa

pasta. Nos concretos com a/c > 0,6, o sistema de poros nunca fica descontínuo, o que

facilita a penetração de líquidos e gazes no concreto que levam aos processos de

deterioração decorrentes de ataques de sulfatos, reações álcali-agregado, ações de

congelamento e descongelamento, carbonatação, penetração de cloretos, etc. Outro

importante fator é a microestrutura da interface pasta-agregados; nesta região, a pasta

é mais porosa e há formação de microfissuras (FIB, 2009).

Nos CAA, a velocidade de hidratação do cimento depende do tipo de cimento e

do teor e do tipo de finos neles existentes. A existência desses finos tende a acarretar

menor porosidade da pasta e da zona de transição pasta-agregado, sendo a última

favorecida também pela ausência de vibração nesses concretos. O maior teor de

superplastificantes nos CAA também contribui para uma estrutura mais densa (RILEM,

2007).

Zia, Nunes e Mata (2005) investigaram a permeabilidade ao ar e o índice de

vazios de um concreto vibrado e de um CAA de relação a/c=0,32. O CAA tinha maior

129

teor de cimento (único material fino), menor dimensão máxima de agregado que o

concreto vibrado e tinha maior resistência à compressão (fc,28 de 50MPa para o vibrado

e 74MPa para o CAA). Ensaios constataram menores valores de permeabilidade ao ar

e de índice de vazios para o CAA.

Assié et al. (2006) fizeram vários tipos de ensaio no concreto de referência e

no auto-adensável de mesma classe de resistência (20 MPa) cujas composições e

propriedades são apresentadas no item 3.1, visando analisar diferentes mecanismos

de transporte de substâncias através do concreto. Nos ensaios de permeabilidade ao

oxigênio, verificou-se menor permeabilidade no CAA; nos de difusão de cloretos, de

absorção de água, de profundidade de carbonatação e de lixiviação (solução de nitrato

de amônia), constatou-se desempenho semelhante nos dois concretos.

Barros et al. (2008) compararam o desempenho com relação à durabilidade de

um concreto de referência com o de um concreto auto-adensável de mesma relação

a/c (0,5) e filer de resíduo de corte de mármore e granito (a/f=0,32). Nos ensaios de

absorção por sucção capilar, permeabilidade ao ar e carbonatação realizados,

constatou-se melhor desempenho do CAA.

Segundo De Schutter et al. (2008), quando as características de durabilidade

do CAA são comparadas às do concreto vibrado com mesma resistência à

compressão, pode-se concluir que o potencial de durabilidade do CAA é inferior, pois o

CAA pode ter relação água/cimento maior, gerando uma microestrutura menos densa.

De acordo com Boel, Audenaert e Shutter (2008), o parâmetro mais relevante

dos CAA em relação à permeabilidade a gás é o teor de água, seguido do teor de

finos. Estudos de Hwang e Khayat (2009) indicaram que os tipos de aglomerantes

usados têm considerável influência no sistema de poros dos CAA. Os de Guneyisi,

Gesoglu e Ozbay (2010) mostraram que a permeabilidade a ions cloretos e ao ar

depende dos teores e tipos de adições usadas nos CAA (metacaulim, cinza volante e

130

escória), sendo que o metacaulim se mostrou mais efetivo na redução da

permeabilidade.

3.6. RESISTÊNCIA AO FOGO

Excluindo o efeito do aumento de temperatura no grau de hidratação, há

tendência da diminuição das resistências à compressão e à tração e do módulo de

elasticidade com o aumento de temperatura, particularmente para temperaturas

maiores que 100oC, sendo a diminuição mais acentuada depois dos 300oC. Essa

diminuição depende do valor da temperatura, do tempo de exposição do concreto a

essa temperatura, do teor de umidade do concreto, e dos tipos de agregados e dos

tipos e teores de aglomerantes do concreto. Concretos de maior resistência tendem a

ser mais sensíveis a altas temperaturas do que concretos de menor resistência,

podendo haver neles lascamentos em decorrência da pressão interna exercida nos

poros pelo vapor d´água e da maior impermeabilidade desses concretos (FIB, 2009). A

resistência residual, após o resfriamento do concreto, parece depender do processo

de resfriamento e das condições em que é mantido o concreto posteriormente

(ANNEREL e TAERWE, 2009).

Reinhardt e Stegmaier (2006) ensaiaram corpos-de-prova de oito diferentes

CAA onde foram usados cimento composto (filer de calcário), agregados quartzíticos,

cinza volante e/ou pó de calcário como finos e variou-se a relação água/aglomerante

(fc,28 entre 33 e 76 MPa), e também um concreto vibrado (fc,28 de 60MPa). Depois dos

concretos serem curados, eles foram mantidos em ambiente a 20 oC e umidade

relativa de 40% por 6 meses, sendo então submetidos a temperaturas pouco maiores

que 1000 oC (sem carregamento). Ensaios à compressão posteriores indicaram maior

relação entre a resistência à compressão residual e a resistência aos 28 dias para os

concretos com maior relação água/aglomerante e menor relação cimento/finos.

131

Segundo os autores do estudo, como nos concretos vibrados, os CAA com maior

porosidade têm maior resistência residual.

132

4. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA

4.1. VIGAS DE CONCRETO ARMADO

4.1.1 – Vigas ensaiadas por Sonebi et al. (2000)

Para a análise do comportamento de vigas, foram moldadas vigas de concretos

vibrado e auto-adensável de alta resistência (ver item 3.1.2, tabelas 3.4 e 3.5), de

3,8m de comprimento com seção transversal e armadura idênticas às moldadas para a

avaliação da homogeneidade do concreto, detalhadas no item 3.2. A seção transversal

retangular tinha 200mm de largura e 300mm de altura e a taxa de armadura

longitudinal de tração era 2,5%.

O esquema do ensaio é apresentado na figura 4.1. Durante os ensaios foram

medidas flechas no meio do vão e espaçamentos e aberturas de fissuras.

Figura 4.1 – Esquema do ensaio de flexão (SONEBI et al., 2000, p.51)

O momento de fissuração das duas vigas diferiu de 5% e o padrão de fissuras

delas foi similar. Para carga igual a 90% da de ruptura, o espaçamento médio das

fissuras foi de 80 mm para a de concreto auto-adensável e de 160 mm para a de

concreto vibrado, onde as aberturas de fissuras foram maiores. Na figura 4.2, pode-se

notar, para maiores valores de momento fletor, a maior deformabilidade da viga de

CAA, apesar da maior resistência e do maior módulo de elasticidade do CAA (ver

tabelas 3.6 e 3.8 no item 3.1).

133

Figura 4.2 – Curvas carga-flecha no meio do vão (SONEBI et al., 2000, p.52)

4.1.2 – Vigas ensaiadas por Lachemi, Hossain e Lambros (2005)

Lachemi, Hossain e Lambros investigaram a resistência ao cortante de 18

vigas curtas (a/d=1,05 a 2,14) sem armadura transversal confeccionadas com

concretos vibrados e auto-adensáveis. As vigas tinham seções transversais

retangulares com largura de 100 mm e altura com três diferentes valores: 150mm,

200mm ou 300 mm, comprimento total de 900 mm e vão de 800 mm. Além do tipo de

concreto e altura, variou-se também a taxa de armadura de flexão (0,90% a 1,27%) e,

nos CAA, a dimensão máxima do agregado graúdo (12mm ou 19mm). As seções

transversais e armaduras podem ser vistas na figura 4.3.

Três dosagens de concreto foram desenvolvidas para que se tivesse fc aos 28

dias da ordem de 55 MPa, duas de concretos auto-adensáveis e uma de vibrado.

Pode-se verificar na tabela 4.1 que os concretos vibrados e auto-adensáveis foram

confeccionados com os mesmos materiais, a menos dos aditivos (superplastificante e

modificador de viscosidade), que só foram usados nos CAA. O concreto vibrado

(dmax=12mm) tinha maior teor de agregados graúdos que o CAA com dmax=12mm e no

CAA com dmax=19mm esse teor era maior que no CAA com dmax=12mm. Cada

134

concreto foi preparado em duas betonadas diferentes, designadas “a” e “b”. Corpos-

de-prova cilíndricos com diâmetro de 100 mm e 200mm de altura foram moldados para

determinação da resistência à compressão dos concretos.

As vigas foram ensaiadas segundo esquema mostrado na figura 4.4.

Figura 4.3 – Seções transversais e armaduras das vigas testadas, dimensões em mm

(LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005, p.1105)

Tabela 4.1 – Composição e características no estado fresco e endurecido dos concretos (LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005)

12a 12b 12a 12b 19a 19b

CAA CAA REF REF CAA CAA

Cimento (kg/m3) 449 455 482 488 411 405 a/f 0,410 0,407 0,421 0,420 0,414 0,416 Agregado graúdo 12mm (kg/m3) 713 722 1018 1031 - - Agregado graúdo 19mm (kg/m3) - - - - 961 947 Agregado miúdo (kg/m3) 1038 1052 637 645 947 933 Superplastificante (%) 0,74 0,62 0 0 0,97 1,14 Aditivo modificador de visc. (%) 0,05 0,05 0 0 0,05 0,05 Abatimento (mm) - - 155 150 - - Espalhamento (mm) 645 675 - - 635 637 Caixa-L (%) 0,75 0,78 - - 0,62 0,67 fc,1 (MPa) 22 20 - - 23 22 fc,2 (MPa) - - 26 24 - - fc,7 (MPa) 39 37 37 36 39 44 fc,28 (MPa) 54 53 51 50 58 58

a, b betonadas; 12, 19, dmax em mm

135

Figura 4.4 – Esquema de ensaio (dimensões em mm)

(LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005, p.1106)

A tabela 4.2 mostra os valores da força cortante última (Vu), da tensão

cisalhante nominal (Vu/(bd)) e do tipo de ruptura de todas as vigas. Em geral, a ruptura

das vigas ocorreu por diminuição da zona comprimida decorrente da propagação de

fissura diagonal até o topo da viga, mas três delas romperam em decorrência da

propagação da fissura diagonal ao longo da armadura longitudinal de tração, em

direção aos apoios.

Na tabela 4.2, pode-se notar que houve diferenças de até 58% nos valores de

Vu de vigas do mesmo tipo de concreto mas de diferentes betonadas, o que torna

difícil a análise comparativa dos resultados obtidos. Esta dificuldade aparece mesmo

considerando-se apenas vigas de mesmas altura e taxa de armadura longitudinal, cuja

comparação de resultados visaria ver a influência do teor de agregados graúdos na

resistência ao cortante.

136

Tabela 4.2 – Resultados obtidos nos ensaios (LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005)

Vigas Concreto fc

Vu (kN) Vu/(bd)

Modo de ruptura (MPa) (MPa)

h=150mm d=124mm a/d=2,14 ρ=1,60%

CAA-12-a 54 19.5 22,3 1,20

Cisalhamento

CAA-12-b 53 25 Cisalhamento CAA-19-a 58 31.5

25,8 1,39 Cisalhamento

CAA-19-b 58 20 Cisalhamento REF-12-a 51 23.5


REF-12-b 50 20 Fendilhamento

h=200mm d=174mm a/d=1,53 ρ=1,15%

CAA-12-a 54 49 51,0 1,47

Cisalhamento

CAA-12-b 53 53 Cisalhamento CAA-19-a 58 61


CAA-19-b 58 41 Fendilhamento

REF-12-a 51 44 41,5 1,19

Cisalhamento

REF-12-b 50 39 Cisalhamento

h=300mm d=253mm a/d=1,05 ρ=1,57%

CAA-12-a 54 67 79,5 1,05 Fendilhamento

CAA-12-b 53 92 Cisalhamento CAA-19-a 58 93

100 1,32 Cisalhamento

CAA-19-b 58 107 Cisalhamento REF-12-a 51 79


REF-12-b 50 97 Cisalhamento

h = altura; d = altura útil; a = distância entre seção de aplicação de carga e apoio (vão de cisalhamento); b = largura; ρ = taxa geométrica de armadura longitudinal de tração; Vu = força cortante última

4.1.3 – Vigas ensaiadas por Liu, Yu e Jiang (2008)

Liu, Yu e Jiang investigaram o comportamento ao longo do tempo (retração e

deformação lenta) de 12 vigas armadas de concretos auto-adensável e vibrado.

A menos do superplastificante, que só foi usado no CAA, os concretos foram

confeccionados com os mesmos materiais (tabela 4.3). Após a concretagem, as vigas

foram curadas ao ar. Cubos com aresta de 150mm e prismas com dimensões de

100mm, 100mm e 300mm foram moldados com os mesmos concretos das vigas e

137

submetidos ao mesmo tipo de cura das vigas. Na tabela 4.3 são apresentadas as

propriedades desses concretos.

Tabela 4.3 – Composição e propriedades dos concretos (LIU, YU e JIANG, 2008)

REF CAA

Cimento 42,5 (kg/m3) 396 333

Areia natural de rio (kg/m3) 590 722

Agregado graúdo, granito britado (kg/m3) 1094 900 Cinza volante 180 204,7

Água (kg/m3) 190 180

Superplastificante (kg/m3) - 4,62 a/c 0,48 0,54 a/f 0,31 0,33 Espalhamento (mm) - 600

fcu,3 (MPa) 23,0 16,0

fcu,14 (MPa) 42,0 35,0

fcu,28 (MPa) 53,0 41,0

Ec,28 (GPa) 35,3 32,0

As vigas tinham seção transversal retangular com dimensões de 120mm e

180mm e vão de 4,05m (simplesmente apoiadas) ou dois vãos de 4,05m (contínuas).

Na tabela 4.4 são apresentados os dados das vigas e nas figuras 4.5 e 4.6 as

armaduras e esquemas de ensaio das vigas submetidas a cargas. A taxa de armadura

longitudinal de tração era 1,22% ou 2,16% e a de compressão era 1,22%.

Os ensaios de retração foram realizados em três vigas biapoiadas, em

condições ambientais de laboratório, durante 540 dias. Duas dessas vigas eram de

concreto auto-adensável com armaduras longitudinais diferentes e uma de concreto

vibrado com mesma armadura longitudinal que uma das de CAA. As deformações

específicas de retração ao longo do tempo obtidas desses ensaios são mostrados na

figura 4.7, junto com a variação da temperatura ambiente durante os ensaios.

Informações sobre variação de umidade do ambiente ao longo do tempo não foram

fornecidas. Na figura 4.7, percebe-se que a retração para a viga de concreto vibrado

foi maior que a da viga de concreto auto-adensável de mesma armadura longitudinal.

138

Isso decorreu da maior relação entre os teores de cimento e de aglomerante (cimento

+ cinza volante) do concreto vibrado. Das duas vigas de CAA, a com maior armadura

longitudinal teve menor retração.

Tabela 4.4 – Dados das vigas ensaiadas (LIU, YU e JIANG, 2008)

Viga Tipo Armadura

longitudinal Ensaio Carga (kN)

Flecha imediata

(mm) REF-1a

Biapoiada

4 φ 12mm

Fluência

2,20 3,97 REF-1b 2,20 3,71 REF-2 1,65 3,40 REF-3 Retração - -

CAA-1a

Fluência

2,20 4,83 CAA-1b 2,20 4,81

CAA-2 2 φ 12mm + 2 φ

16mm 2,20

4,29

CAA-3 4 φ 12mm

1,65 3,72 CAA-4

Retração

- -

CAA-5 2 φ 12mm + 2 φ

16mm - -

CAA-6a Contínua

4 φ 12mm

Fluência

2,20 1,87 CAA-6b 2,20 1,93

Figura 4.5 – Dimensões (mm) e armaduras das vigas biapoiadas e esquema dos ensaios sob

carga (LIU, YU e JIANG, 2008, p.424)

139

Figura 4.6 – Dimensões (mm) e armaduras das vigas contínuas e esquema do ensaio sob carga (LIU, YU e JIANG, 2008, p.425)

Figura 4.7 – Temperatura e retração ao longo do tempo (LIU, YU e JIANG, 2008, p.425)

A flecha no meio do vão das vigas submetidas a carga foram medidas no

momento de aplicação das cargas e ao longo de 540 dias. Na tabela 4.4, constata-se

que as vigas simplesmente apoiadas de CAA tiveram maior flecha imediata que as

similares de concreto vibrado devido ao seu menor módulo de elasticidade. Das vigas

140

simplesmente apoiadas de CAA com armaduras longitudinais diferentes, a com maior

armadura longitudinal teve menor flecha. A figura 4.8 mostra a evolução da flecha ao

longo do tempo. As flechas ao longo do tempo seguiram as mesmas tendências das

imediatas: menores para a viga contínua e maiores para maiores cargas, menores

armaduras longitudinais e menores módulos de elasticidade.

Figura 4.8 – Flecha ao longo do tempo (LIU, YU e JIANG, 2008, p.425)

4.1.4 – Vigas ensaiadas por Hassan, Hossain e Lachemi (2008, 2010)

Hassan, Hossain e Lachemi investigaram a resistência ao cortante de 20 vigas

que tinham apenas armadura longitudinal, sendo 10 de concreto vibrado e 10 de

concreto auto-adensável. As composições e resistências dos concretos são

apresentadas na tabela 4.5. A menos dos aditivos, os mesmos materiais foram usados

nos dois tipos de concreto, sendo que no CAA teve-se menor teor de agregados

graúdos e maior de agregados miúdos que o concreto vibrado. As resistências dos

concretos foram obtidas a partir de ensaios de corpos-de-prova cilíndricos com 100mm

de diâmetro e 200mm de altura.

141

Tabela 4.5 – Composições e propriedades dos concretos (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, 2008)

CAA REF

Cimento ASTM I (kg/m3) 315 300 Cimento com escória (kg/m3) 135 100 Agregado graúdo, dmax=10 mm (kg/m3) 900 1130 Agregado miúdo (kg/m3) 930 725 Água (kg/m3) 180 160 Superplastificante (ml/100 kg de finos) 850 - Plastificante (ml/100 kg de finos) - 300 a/c 0,57 0,53 a/f 0,40 0,40 Abatimento (mm) - 80 Espalhamento (mm) 700 - fc,28 (MPa) 45,0 47,0 fct,28 (MPa) 3,80 4,00

Além do concreto, nas vigas variaram-se a altura e a taxa geométrica de

armadura longitudinal, e o vão foi tal que a relação entre vão de cisalhamento e altura

total das vigas foi mantido igual a 2,5 (a/d entre cerca de 2,9 e 3,7). Na tabela 4.6,

onde constam os dados das vigas, elas são idenficadas pelo valor da taxa de

armadura (1 ou 2), seguido do tipo de concreto (CAA, para auto-adensável, e REF,

para vibrado) e da altura da viga em mm (150, 250, 363, 500 ou 750). Seção

transversal e armadura das vigas são mostradas na figura 4.9.

As vigas foram ensaiadas simplesmente apoiadas com uma carga aplicada no

meio do vão e todas apresentaram ruptura por cortante. Na tabela 4.6, são dados os

valores de força cortante e tensão cisalhante nominal última das vigas e na figura 4.10

é feita comparação das tensões cisalhantes nominais referentes às vigas de concretos

vibrado e auto-adensável de mesmas características.

142

Figura 4.9 – Seções transversais e armaduras das vigas de Hassan, Hossain e Lachemi,

b=400mm (2008, p.590)

Tabela 4.6 – Dados das vigas ensaiadas (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, 2008)

VIGA Comprimento Vão Altura

útil (mm)

Vu Vu/(bd)

total (mm) (mm) (kN) (MPa)

1-CAA-150

1050 750

102,5 74 1,80

1-REF-150 78 1,90 2-CAA-150

100 81 2,03

2-REF-150 85 2,13 1-CAA-250

1750 1250

202,5 116 1,43

1-REF-250 123 1,52 2-CAA-250

197,5 128 1,62

2-REF-250 136 1,72 1-CAA-363

2340 1815

310,5 153 1,23

1-REF-363 169 1,36 2-CAA-363

305,5 166 1,36

2-REF-363 178 1,46 1-CAA-500

2500 3200

447,5 181 1,01

1-REF-500 209 1,17 2-CAA-500

442,5 226 1,28

2-REF-500 235 1,33 1-CAA-750

4500 3750

667,5 250 0,94

1-REF-750 298 1,12 2-CAA-750

650,5 315 1,21

2-REF-750 340 1,31

b=400 mm; ρ=1% ou 2%; h=150mm, 250mm, 363mm, 500mm ou 750mm

143

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 200 400 600 800

h (mm)

Vu/(

bd

)

CAA, 1%

REF, 1%

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 200 400 600 800

h (mm)

Vu/(

bd

)

CAA, 2%

REF, 2%

Figura 4.10 – Tensão cisalhante nominal de vigas de mesmas características de concretos

vibrados e de CAA (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, 2008).

Todas as vigas de CAA tiveram resistência ao cortante menor que as similares

de concreto vibrado. Nas vigas com taxa de armadura longitudinal de tração de 1%, os

valores de Vu/(bd) das vigas de concreto vibrado foram cerca de 6% a 20% maiores

que os das vigas de CAA, tendendo a diferença a ser maior nas vigas de maior altura;

nas com taxa de armadura de 2%, a diferença foi menor: 4% a 8%. Segundo os

autores do estudo, a menor resistência ao cortante das vigas de CAA decorreu do seu

menor teor de agregados graúdos, que acarretou menor engrenamento dos agregados

ao longo da fissura diagonal.

144

4.1.5 – Vigas ensaiadas por Kumar, Kumar e Kumar (2009)

Kumar, Kumar e Kumar estudaram o comportamento estrutural de 2 vigas de

seção T, uma de concreto auto-adensável e outra de concreto vibrado com resistência

à compressão de aproximadamente 50 MPa aos 28 dias. No concreto auto-adensável

foi utilizada cinza volante e aditivo modificador de viscosidade para garantir as

características de auto-adensabilidade. As composições dos concretos e suas

características no estado fresco são apresentadas na tabela 4.7.

Tabela 4.7 – Composições dos concretos e propriedades no estado fresco (KUMAR, KUMAR e KUMAR, 2009)

CAA REF

Cimento (kg/m3) 345 410 Cinza volante (kg/m3) 180 - Agregado miúdo artificial (kg/m3) 810 585 Agregado graúdo – 50% dmax=12,5 mm e 50% dmax=20 mm (kg/m3) 820 1165 Água (kg/m3) 197 168 Superplastificante (l/m3) 3,7 0,8 Modificador de viscosidade (l/m3) 1,4 - a/c 0,40 0,41 a/f 0,38 0,41 Abatimento (mm) - 80 Espalhamento (mm) 700 -

O comportamento estrutural das vigas de seção T com alta taxa de armadura

longitudinal (4%) foi avaliado a partir de ensaios realizados aos 90 dias de idade,

adotando-se vão de 2,25 m e carga concentrada no meio do vão.

Ensaios preliminares mostraram que aos 28 dias os dois concretos tinham

resistências à compressão similares; aos 90 dias, entretanto, a resistência do CAA era

maior. Na ocasião dos ensaios das vigas, a resistência à compressão do concreto

vibrado, obtida de ensaios de testemunhos retirados das vigas, era de 53,0MPa e do

CAA era de 61,5MPa.

O inicio do desenvolvimento das fissuras ocorreu com a carga de 50 kN para a

viga de concreto vibrado e 65kN para a viga de CAA. As fissuras da viga de CAA

145

foram mais igualmente espaçadas, o que provavelmente se deveu à maior

homogeneidade do concreto auto-adensável.

Ambas as vigas apresentaram ruptura por flexão, com esmagamento do

concreto da mesa. A viga de CAA apresentou carga última (205 kN) maior que a de

concreto vibrado (195 kN) e, em geral, para a mesma carga, menor flecha na seção do

meio do vão (figura 4.11).

Figura 4.11 – Gráfico carga-flecha (KUMAR, KUMAR e KUMAR, 2009, p.109).

4.1.6 – Vigas ensaiadas por Cuenca, Serna e Pelufo (2009)

Cuenca, Serna e Pelufo investigaram o comportamento ao cortante de duas

vigas de concreto armado, uma de concreto auto-adensável e a outra de concreto

vibrado. A menos da areia, os concretos das duas vigas foram confeccionados com

diferentes proporções dos mesmos materiais. Na tabela 4.8 são dadas as

composições e as propriedades dos concretos no estado fresco e endurecido.

As vigas testadas tinham seção transversal I (figura 4.12), comprimento de

7,88m, vão de 6,00m, taxa geométrica de armadura longitudinal de tração de 3% e

taxa geométrica de armadura transversal mínima (0,17%). Elas foram simplesmente

146

apoiadas e carregadas com duas cargas eqüidistantes dos apoios, tendo-se relação

a/d igual a 3.

Tabela 4.8 – Composição e características dos concretos (CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009)

REF CAA Cimento CEM I - 52,5 R (kg/m3) 296 344 Areia natural de rio (kg/m3) 846 - Areia artificial (kg/m3) - 978 Agregado graúdo de calcário (kg/m3) 952 844 Água 142 172 a/c 0.48 0.5 Superplastificante (kg/m3) 4 8,6 Abatimento (mm) 170 - Espalhamento (mm) - 660 fc (MPa) 50,5 53,8

As duas vigas romperam por cortante. Na tabela 4.9 são mostradas as

resistências ao cortante experimentais e as calculadas usando procedimento da norma

espanhola EHE-08. As resistências experimentais das duas vigas diferiram de apenas

2% e foram cerca de 33% maiores que as calculadas.

Tabela 4.9 – Resistências ao cortante (CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009)

REF CAA

Vu,exp (kN) 358 365 Vu,cal (kN) 269 273

Vu,exp/Vu,cal 1,33 1,34

Nos gráficos carga-flecha no meio do vão da figura 4.13, verifica-se, para uma

mesma carga, maior flecha na viga de concreto vibrado (menor valor de fc e menor

homogeneidade). Entretanto, parece ter havido algum problema no registro das

flechas da viga de CAA para cargas menores que cerca de 40kN que, pelo gráfico

seriam praticamente zero. Em face disso, pode ser que, na verdade, as flechas da viga

de CAA tivessem sido maiores que as registradas na figura 4.13.

147

Figura 4.12 – Seção transversal e armadura das vigas (dimensões em cm)

(CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009, p. 2922)

Figura 4.13 – Curvas carga-flecha das vigas (CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009, p. 2926)

148

4.2. VIGAS DE CONCRETO PROTENDIDO

4.2.1 – Vigas ensaiadas por Naito et al. (2005)

Naito et al. (2005) compararam o comportamento de vigas de CAA com seção

transversal I pré-fabricadas e protendidas com o de vigas feitas com o concreto

vibrado normalmente usado nessas vigas empregadas em pontes. Os dois tipos de

concreto foram dosados para atingir a resistência à compressão de 46,9 MPa após

24h da concretagem e de 55,2 MPa aos 28 dias.de idade. No concreto vibrado, só foi

usado agregado graúdo com dmax de 19 mm, na porcentagem volumétrica de 39%; no

CAA, usou-se esse agregado em conjunto com outro de dmax igual a 9,5mm, tendo-se

a porcentagem volumétrica de 34%. Houve diferença também em relação aos tipos de

aditivos usados nesses concretos. As composições e as características no estado

fresco dos concretos são apresentadas na tabela 4.10.

Tabela 4.10 – Composições e características no estado fresco dos concretos (NAITO et al., 2005)

REF CAA Cimento Tipo III (kg/m3) 294 378 Escória de alto-forno (kg/m3) 151 126 Areia natural silicosa (kg/m3) 695 761 Agregado graúdo de diabase britado 19mm (kg/m3) 820 - Agregado graúdo de diabase britado 9,5mm (kg/m3) 327 979 a/c 0,34 0,32 Superplastificante (ml/m3) 2320 5270 Aditivo retardador de pega (ml/m3) 154 - Aditivo incorporador de ar (ml/m3) 93 76 Aditivo modificador de viscosidade (ml/m3) - 620 Teor de ar (%) 5,4 5,0 Abatimento (mm) 160 - Espalhamento (mm) - 541

Antes da liberação das cordoalhas, foi feita cura térmica do concreto das vigas,

com temperatura máxima em torno de 60 oC.

149

Para obtenção das propriedades dos concretos endurecidos, foram moldados

corpos-de-prova cilíndricos e prismáticos. Durante as primeiras 24h após a

concretagem, os corpos-de-prova foram curados sob as mesmas condições das vigas;

posteriormente, eles foram mantidos em condições padronizadas de umidade e

temperatura. A tabela 4.11 apresenta os resultados dos ensaios nos corpos-de-prova.

Segundo esses resultados, o CAA teve sempre maiores resistências que o concreto

vibrado e, aos 14 dias de idade, o CAA tinha menor valor de Ec, apesar do maior valor

de fc. Nos valores de fct,fl nota-se a inconsistência de diminuição com o aumento da

idade.

Tabela 4.11 – Características dos concretos no estado endurecido (NAITO et al., 2005)

REF CAA

fc,1 (MPa) 46,9 56,8

fc,14 (MPa) 51,8 55,0

fc,28 (MPa) 50,8 57,1

fc,101 (MPa) 61,7 71,9

Ec,14 (GPa) 38,8 34,8

fct, (MPa)

4,1 5,1 61 dias 38 dias

5,2 5,9 82 dias 89 dias

fct,fl (MPa)

6,4 7,3 61 dias 38 dias

5,3 6,1 82 dias 89 dias

Duas vigas armadas, com altura de 115 cm e 10,5m de comprimento foram

concretadas com cada um dos dois tipos de concreto. Em cada viga foram usadas 26

cordoalhas de 12,7mm de baixa relaxação (1860 MPa), sendo 24 delas localizadas na

mesa inferior e 2 na mesa superior da viga (figura 4.14). Como as vigas foram

ensaiadas sem a laje complementar com 215 mm de altura que existe nas pontes

feitas com essas vigas, para evitar ruptura por esmagamento do concreto e forçar

150

ruptura por tração, uma viga de cada tipo de concreto foi modificada, retirando-se o

cobrimento na região da seção onde seria aplicada carga e cortando-se as 14

cordoalhas localizadas mais ao fundo da viga. A seção modificada é mostrada na

figura 4.15.

Figura 4.14 – Dimensões e armaduras das vigas – dimensões em cm

(NAITO et al., 2005)

Figura 4.15 – Seção modificada das vigas (NAITO et al., 2005)

Após a liberação das cordoalhas, foram medidas a flecha inicial, encurtamento

imediato do concreto, pré-tração efetiva, comprimento de transferência, retração e

fluência. A flecha inicial, medida no meio do vão, foi cerca de 9,50mm e 6,35mm para

as vigas de concreto vibrado e auto-adensável, respectivamente, ou seja, a das vigas

de concreto vibrado foi 50% maior. Este resultado levou à conclusão de que o módulo

151

de elasticidade do concreto auto-adensável era maior que o do concreto vibrado no

momento da liberação das cordoalhas (24h), diferentemente do que foi obtido de

ensaios de corpos-de-prova aos 14 dias (tabela 4.11). O encurtamento elástico do

concreto também foi maior nas vigas de concreto vibrado (em torno de 10%), o que

confirmaria essa conclusão.

A figura 4.16 apresenta a protensão efetiva nas vigas de concreto vibrado e

auto-adensável ao longo de 78 dias, onde a data “0” corresponde ao momento da

concretagem. Nessa figura constam também os valores da protensão calculados

segundo procedimentos da AASHTO (American Association of State Highway and

Transportation) e PCI (Precast Prestressed Institute). Nota-se que as perdas de

protensão experimentais foram menores nas vigas de concreto auto-adensável e que,

em todas as vigas, as perdas foram bem menores do que as calculadas.

Figura 4.16 – Pré-tração efetiva ao longo do tempo nas vigas estudadas

1ksi = 6,895 MPa (NAITO et al., 2005, p.50)

Os comprimentos de transferência, obtidos a partir de deformações medidas no

concreto das vigas dos dois tipos de concreto, foram semelhantes entre si (cerca de

620mm) e ao valor calculado segundo procedimento da AASHTO e do PCI.

A figura 4.17 mostra as deformações específicas no concreto das vigas ao

longo do tempo (96 dias). As deformações por retração e fluência experimentais da

152

viga de concreto auto-adensável foram menores que as da viga de concreto vibrado e,

em ambas as vigas, essas deformações foram menores que as calculadas segundo

procedimento indicado pelo comitê ACI 209.

O esquema de ensaio das vigas sob carga teve três configurações. A

configuração “A” objetivava ruptura por flexão com esmagamento do concreto na mesa

comprimida, a “B1” ruptura por cortante e a “B2” ruptura por flexão com deformação

excessiva da armadura (seção com cordoalhas cortadas). Todas as quatro vigas foram

primeiro ensaiadas na configuração “A”. Nesta configuração, foi utilizado o vão total da

viga e a carga foi aplicada a uma distância igual à soma dos comprimentos de

transferência e de ancoragem (estimada em 2,35m) com a altura útil da viga. Após a

ruptura da viga por flexão na configuração “A”, um dos apoios foi movido até seção

fora da zona danificada, conforme mostrado na figura 4.18, ficando a viga com um vão

de aproximadamente 6m de comprimento (configurações “B1” e “B2”). Em ambas as

configurações “B1” e “B2”, a carga foi aplicada a uma distância correspondente à

soma estimada dos comprimentos de transferência e de ancoragem. Os ensaios sob

carga foram feitos para idades maiores que 36 dias. A tabela 4.12 apresenta um

resumo dos dados dos ensaios.

Figura 4.17 – Deformações por retração e fluência das vigas estudadas

(NAITO et al., 2005, p.53)

153

Figura 4.18 – Esquemas de montagem dos ensaios sob carga realizados, dimensões em m

(NAITO et al., 2005)

O módulo de elasticidade do concreto das vigas foi obtido a partir das

deformações específicas medidas no concreto da mesa comprimida quando as vigas

estavam submetidas a baixas cargas. Os valores apresentados na tabela 4.13.

mostram módulo de elasticidade do concreto auto-adensável 10% maior que o do

concreto vibrado. Esse resultado confirma os obtidos a partir do encurtamento elástico

e da flecha inicial, mas contradizem os resultados dos ensaios dos corpos-de-prova

aos 14 dias (tabela 4.11). Segundo os autores do estudo, esta inconsistência pode

decorrer da diferença na cura após as primeiras 24 horas. Enquanto os corpos-de-

prova foram mantidos em ambiente com condições controladas até o momento do seu

ensaio, as vigas foram submetidas a variação de temperatura e umidade.

Tabela 4.12 – Resumo dos dados dos ensaios (NAITO et al., 2005)

Configuração A B1 B2

Modo de ruptura Flexo- compressão Cisalhamento Flexo-

tração

No de ensaios de vigas de CAA 2* 1 1

No de ensaios de vigas REF 2 1 1

No de cordoalhas 26 26 12 Vão (m) 10,0 6,0 6,0

Distância do apoio à seção de aplicação da carga (m)

3,3 2,3 2,3

* Um dos ensaios foi desconsiderado, pois houve problema na aplicação da carga que levou a resistência menor

Os valores experimentais do momento fletor de fissuração, momento fletor

máximo e força cortante máxima apresentados na tabela 4.14 mostram que a

154

diferença entre esses valores das vigas de CAA e de concreto vibrado com mesma

configuração de ensaio não passou de 2%. As rupturas por flexão ocorreram com

momentos fletores de 1% a 4% maiores que os teóricos e as por cortante se deram

com cortantes cerca de 6% maiores que os teóricos.

Tabela 4.13 – Módulo de elasticidade das vigas (NAITO et al., 2005)

Configuração Concreto Ec (GPa) B1

CAA 39,2

39,0 A 40,5 B2 37,4 A

REF

38,3

35,8 B1 37,9 A 37,8

B2 29,2

Tabela 4.14 – Momento fletor de fissuração e momento fletor e cortante máximos experimentais (NAITO et al., 2005)

Concreto da viga

Configuração do ensaio

Mcr (kN.m)

Mmáx

(kN.m) Vmáx

(kN) Modo de ruptura

CAA B1 - 5007 2152 Cisalhamento A 2602 5024 1535 Flexo-compressão

B2 - 2198 952 Flexo-tração

REF

A 2575 5047 1542 Flexo-compressão B1 - 5061 2174 Cisalhamento A - 5007 1530 Flexo-compressão

B2 - 2238 969 Flexo-tração

A figura 4.19 mostra as curvas momento fletor-flecha na seção de aplicação da

carga para as vigas com ruptura por flexo-compressão, incluindo a que rompeu com

momento fletor menor que o das demais devido a problema de aplicação de

carregamento. As curvas referentes às vigas com ruptura por cortante estão na figura

4.20. Nessas figuras, encontram-se assinaladas as resistências teóricas nominais.

155

As figuras 4.19 e 4.20 indicam que, em geral, as flechas das vigas de CAA sob

carregamento tenderam a ser maiores que as das vigas de concreto vibrado, situação

contrária à verificada em relação às flechas quando da liberação das cordoalhas.

Figura 4.19 – Curvas momento fletor-flecha para as vigas ensaiadas na configuração “A”

1 in = 25,4 mm e 1 kip in = 0,113 kNm (NAITO et al., 2005, p.71)

Figura 4.20 – Curvas momento fletor-flecha para as vigas ensaiadas na configuração “B1”

1 in = 25,4 mm e 1 kip in = 0,113 kNm (NAITO et al., 2005, p.72)

4.2.2 – Vigas ensaiadas por Zia, Nunez e Mata (2005)

Durante a construção de uma ponte na Carolina do Norte, Zia, Nunez e Mata

(2005) investigaram a possibilidade de usar CAA nas vigas pré-fabricadas protendidas

156

a serem usadas nessa ponte. Eles ensaiaram três vigas com a seção transversal

mostrada na figura 4.21, sendo duas confeccionadas com concreto auto-adensável e

uma com o concreto vibrado normalmente usado nessas vigas. As vigas tinham vão

de 16,7m, 18 cordoalhas de baixa relaxação com diâmetro de 12,7mm e cada

cordoalha foi pré-tracionada com uma força de 131,8 kN. As três vigas foram

produzidas na mesma pista de protensão.

Figura 4.21 – Seção transversal das vigas (dimensões em mm), com indicação das 4

cordoalhas em cuja extremidade foram colocadas células de carga (ZIA, NUNEZ e MATA, 2005, p. 24)

Os concretos foram dosados para atingir a resistência de 27,6 MPa no

momento de liberação das cordoalhas e a resistência à compressão aos 28 dias de

34,5 MPa. A diferença entre os materiais usados nos dois tipos de concreto, além das

suas proporções, foram o tipo de superplastificante e a dimensão máxima do

agregado. As composições dos concretos são apresentadas na tabela 4.15 e as

características dos concretos nos estados fresco e endurecido na tabela 4.16.

157

Tabela 4.15 – Composição dos concretos (ZIA, NUNEZ e MATA, 2005)

REF CAA Cimento tipo III (kg/m3) 403 481 Agregado graúdo de granito (kg/m3) 1009* 1330** Agregado miúdo de calcário marinho britado (kg/m3) 1295 1300 Água (kg/m3) 168 203 a/c 0.42 0.42 Aditivo incorporador de ar (ml/m3) 79 94 Aditivo inibidor de corrosão (l/m3) 15 15 Aditivo retardador de pega (ml/m3) 1052 1253 Superplastificante tipo I (ml/m3) 1315 - Superplastificante tipo II (ml/m3) - 3133 * dmax=19mm; **dmax= 12,5mm

Tabela 4.16 – Características dos concretos nos estados fresco e endurecido (ZIA, NUNEZ e MATA, 2005)

REF CAA1 CAA2 Abatimento (mm) 152 - - Espalhamento (mm) - 610 603 Teor de ar (%) 3,4 4,0 5,7 fc,18h (MPa)* 32,4 38,3 37,6 fc,7 (MPa) 45,5 61,9 51,3 fc,28 (MPa) 50,2 75,7 72,7 fct,fl,28 (MPa) 3,92 3,80 3,77 Ec,28 (GPa) 20,7 24,1 22,1 Ec,18h (GPa)** 30,3 30,3 30,3 Ec,98 (GPa)*** 31,7 32,4 30,3 * momento de liberação das cordoalhas ** determinado a partir na flecha inicial *** determinado a partir das flechas medidas no ensaio sob carga

A cura do concreto da vigas foi feita colocando-se água no seu topo e sob

temperatura ambiente entre 32oC e 21oC. Os corpos-de-prova de concreto foram

mantidos sob as mesmas condições de cura que as vigas.

Após a liberação das cordoalhas, foram medidos a flecha inicial das vigas, o

deslizamento das cordoalhas e o comprimento de transferência. A flecha inicial foi de

6,4mm para todas as vigas e o deslizamento médio das 4 cordoalhas onde ele foi

medido foi de 3,9 mm, 2,6 mm e 4,2 mm para as vigas REF, CAA1 e CAA2,

158

respectivamente. O comprimento de transferência das cordoalhas no topo e no fundo

das vigas ficou no intervalo de 762mm a 1020mm.

Aos 98 dias de idade, as três vigas foram simplesmente apoiadas e submetidas

a uma carga inicial de 55,2 kN no meio do vão, que depois foi aumentada, em etapas,

até 248 kN (carga de serviço). Nenhuma fissura de flexão foi observada nas três vigas.

A cada etapa de carga, mediu-se flecha nas vigas e, após o descarregamento,

verificou-se que as vigas retornaram à configuração inicial.

As curvas carga-flecha das três vigas ensaiadas estão no gráfico da figura

4.22. Nele observa-se que todas as vigas apresentaram comportamento linear, sendo

as flechas da viga CAA2 maiores que as das demais vigas.

Figura 4.22 – Curvas carga-flecha das vigas, 1 in = 25,4 mm e 1 kip = 4,45 kN

(ZIA, NUNEZ e MATA, 2005, p. 63)

4.2.3 – Vigas ensaiadas por Ruiz et al. (2007)

Ruiz et al. (2007) investigaram as perdas de protensão em vigas

confeccionadas com dois tipos de concreto auto-adensável e um tipo de concreto

vibrado, dosados para atingir resistência à compressão na idade de liberação das

cordoalhas de 48 MPa e aos 28 dias de 83 MPa.

O estudo abrangeu dez vigas com 5,50 m de comprimento e seção transversal

retangular com 165 mm de largura e 305 mm de altura, sendo três delas de concreto

159

vidrado e as outras sete de CAA. Todas as vigas tinham duas cordoalhas de baixa

relaxação com diâmetro de 15,2mm localizadas na sua parte inferior. As outras

armaduras das vigas são mostradas na figura 4.23.

Figura 4.23 – Armaduras das vigas, dimensões em mm (RUIZ et al., 2007, p. 103)

Para o concreto vibrado e um dos tipos de concreto auto-adensável (CAAI) foi

utilizado cimento tipo ASTM I, equivalente ao ABNT CP I, enquanto que para o outro

concreto auto-adensável foi utilizado cimento tipo ASTM III, equivalente ao ABNT CP

V, (CAAIII). Neste CAA, parte do cimento foi substituída por cinza volante. As

composições e as características dos concretos no estado fresco e endurecido são

apresentadas nas tabelas 4.17 e 4.18.

As cordoalhas foram pré-tracionadas com uma tensão igual a 75% da sua

resistência à tração (0,75 fst≈1396 MPa). Quando da pré-tração, o valor médio de fc do

grupo de vigas de concreto vibrado era 64 MPa e o das vigas de CAA era 53 MPa; aos

28 dias esses valores passaram para 83 MPa e 80 MPa, respectivamente. As tensões

nas cordoalhas foram obtidas a partir das deformações nelas medidas. As medições

foram feitas antes da liberação das cordoalhas, logo após a liberação das cordoalhas

e aos 3, 5, 7, 14 e 28 dias após a liberação, passando depois a serem feitas

mensalmente.

160

Tabela 4.17 – Composição dos concretos (RUIZ et al., 2007)

CAAI CAAIII REF Cimento (kg/m3) 563 479 534 Cinza volante (kg/m3) 0 83 0 Agregado graúdo de calcário, dmax=9,5 mm (kg/m3) 801 801 1067 Areia natural de rio (kg/m3) 874 830 716 Água (kg/m3) 169 180 139

a/c 0.30 0,38 0,26 a/f 0,30 0,32 0,26 Superplastificante tipo 1 variável* variável* variável* Superplastificante tipo 2 variável* 0 0 Modificador de viscosidade variável* variável* 0 * função da temperatura ambiente

Tabela 4.18 – Características dos concretos (RUIZ et al., 2007)

Espalhamento (mm)

Abatimento (mm)

fc,j (MPa)

fc,28

(MPa)

Perdas de Protensao (MPa)

Imediata Total

CAA I - 3 770 - 49,8 78,1 75,8 158,0 CAA I - 5 775 - 51,2 78,7 75,8 132,0 CAA I - 6 705 - 50,5 80,9 90,9 151,0 CAA I - 7 667 - 58,3 75,8 79,2 153,0 CAA I - 8 743 - 59 82,9 82,0 144,0 CAA III - 3 692 - 48,8 71,3 90,9 176,0 CAA III - 5 622 - 56,7 88,8 96,5 176,0

REF - 3 - 241 68,4 86,3 110,0 176,0 REF - 5 - 222 57 73,8 86,1 138,0 REF - 6 - 241 66,1 90,3 87,5 144,0

j – idade na ocasião da liberação das cordoalhas: 24h a 30h

Na figura 4.24 são mostradas as perdas de protensão totais nas vigas ao longo

do tempo. Nota-se que a tendência de comportamento é a mesma para todas as

vigas, havendo uma perda considerável nos primeiros 28 dias e pequena variação

após essa idade. As perdas de protensão totais variaram entre cerca de 132 MPa e

176 MPa (depois de cerca de 124 dias), sendo que no grupo de vigas de concreto

vibrado o valor médio foi de 153 MPa e no das vigas de CAA foi de 156 MPa.

Comparações das perdas de protensão experimentais com as calculadas

segundo procedimento indicado em relatório do Transportation Research Board

161

(NCHRP 496), de 2003, indicaram que, em média, as calculadas foram cerca de 30%

maiores.

Figura 4.24 – Perdas de protensão ao longo do tempo, 1 ksi = 6,895 MPa

(RUIZ et al., 2007, p. 104)

4.2.4 – Vigas ensaiadas por Burgueño e Bendert (2007)

Estudo realizado por Burgueño e Bendert (2007), em parceria com o

Departamento de Transportes do estado de Michigan (EUA), visou verificar o

comportamento estrutural a curto e longo prazo de vigas-caixão protendidas de

concreto auto-adensável usadas em uma ponte, em laboratório e in loco. Das seis

vigas da ponte, três foram fabricadas com CAA com diferentes composições e as

outras três com um tipo de concreto vibrado tomado como de referência.

Antes da utilização das vigas na ponte, oito vigas (duas para cada tipo de

concreto) foram fabricadas para serem ensaiadas em laboratório. As vigas-caixão

tinham 914 mm de largura, 686 mm de altura e comprimento total de 15,8 m. Para a

armadura ativa foram utilizadas 18 cordoalhas de 7 fios com diâmetro nominal de

15,2mm (fst=1860MPa), de baixa-relaxação, em quatro diferentes camadas, como

mostrado na figura 4.25. A armadura longitudinal da mesa superior era formada por 5

162

barras com 12,7mm de diâmetro e a armadura transversal era constituída de estribos

abertos com 12,7mm de diâmetro espaçados de 152 mm ao longo dos comprimentos

de 1,83m a partir das extremidades e espaçados de 304mm no comprimento restante.

A diferença entre essas vigas e as usadas na ponte foi a ausência da laje

superior de solidarização das vigas e das armaduras que ligariam as vigas à laje.

Figura 4.25 – Seção das vigas-caixão (BURGUEÑO e BENDERT, 2007, p.74)

Os concretos auto-adensáveis foram dosados para atingir a resistência à

compressão mínima de 35 MPa na idade de 1 dia (momento da liberação das

cordoalhas) e 38 MPa aos 28 dias de idade. Todos os concretos foram produzidos

com diferentes proporções dos mesmos materiais (não foram usadas adições), com

exceção do concreto vibrado, onde não foi utilizado aditivo modificador de viscosidade.

As composições dos concretos são apresentadas na tabela 4.19.

163

Tabela 4.19 – Composições dos concretos (BURGUEÑO e BENDERT, 2007)

CAA 1 CAA 2 CAA 3 REF

Cimento Tipo III (kg/m3) 318 318 318 256 Areia (kg/m3) 722 686 599 614 Agregado graúdo (kg/m3) 613 613 658 854 Água (kg/m3) 116 129 145 69 Aditivo incorporador de ar (%) 0,056 0,056 0,106 0,106 Superplastificante (%) 0,84 0,67 0,60 0,63 Modificador de viscosidade (%) 0,056 0,11 0,33 -

a/c 0,36 0,41 0,46 0,38

Os vãos e posicionamento das cargas adotados nos ensaios que objetivavam

ruptura de flexão e de cortante podem ser vistos nas figuras 4.26 e 4.27,

respectivamente. Nos ensaios onde se desejava ruptura por cortante das vigas de

concreto vibrado, a distância entre os apoios e as cargas foi de 3,35m, ficando as suas

resistências à flexão e ao cortante muito próximas. Em vista disso, para garantir

ruptura por cortante, nas vigas de CAA essa distância foi mudada para 2,74m, ficando

estas vigas com relação a/d igual a 82% da relação das vigas de concreto vibrado.

Figura 4.26 – Esquema dos ensaios com ruptura por flexão – dimensões em metros

(BURGUEÑO e BENDERT, 2007)

Figura 4.27 – Esquema dos ensaios com ruptura por cortante – dimensões em metros

(BURGUEÑO e BENDERT, 2007)

164

Nas vigas ensaiadas com ruptura por flexão, as resistências do concreto à

compressão foram 56MPa (REF), 57MPa (CAA1), 47MPa (CAA2) e 46MPa (CAA3).

As curvas momento fletor máximo-curvatura dessas vigas (figura 4.28) não mostram

diferenças relevantes entre os comportamentos das vigas de concretos vibrado e auto-

adensáveis. Em todas as vigas verificou-se esmagamento do concreto posterior ao

escoamento da armadura ativa e a diferença entre os momentos fletores máximos

atingidos não passou de 4%. Na figura 4.28, as retas tracejadas representam os

momentos de ruptura teóricos, determinados considerando para resistência à

compressão do concreto o valor previsto de 38MPa, descontando-se ou não os nichos

de onde sairiam as armaduras que ligariam as vigas à laje superior, que só na viga de

CAA2 foram preenchidos (com graute).

Figura 4.28 – Relações momento fletor máximo- curvatura

1 in. = 25,4mm e 1 kip.ft = 1,356 kN.m (BURGUEÑO e BENDERT, 2007, p.75)

Nas vigas ensaiadas com ruptura por cortante, as resistências do concreto à

compressão foram 59MPa (REF), 52MPa (CAA1), 53MPa (CAA2) e 48 MPa (CAA3).

Dessas vigas, a de CAA3 teve ruptura devido à ação combinada de cortante e flexão

(esmagamento do concreto do banzo comprimido); as demais tiveram ruptura por

cortante. Também essas vigas tiveram relações momento fletor máximo-curvatura sem

165

diferenças relevantes e cargas de ruptura maiores que as teóricas, calculadas

considerando para resistência à compressão do concreto o valor previsto de 38MPa.

Nas vigas que fazem parte da ponte, de um lado do eixo de simetria

longitudinal ficaram 3 vigas de concreto vibrado e do outro lado 3 vigas de CAA (uma

de cada tipo de CAA). Uma das vigas de concreto vibrado e todas as vigas de CAA

foram instrumentadas, para verificação de seu comportamento durante a construção e

utilização da ponte. Deformações específicas medidas na mesa inferior de uma seção

transversal mostraram variações similares ao longo do tempo para todas as vigas da

ponte.

4.2.5 – Vigas ensaiadas por Erkmen, Shield e French (2007)

Erkmen, Shield e French estudaram o comportamento estrutural de vigas pré-

fabricadas protendidas confeccionadas com diferentes concretos auto-adensáveis,

visando verificar a possibilidade de usar esses concretos em elementos de pontes.

Duas vigas de CAA e uma viga de concreto vibrado foram concretadas ao mesmo

tempo e na mesma pista de protensão em cada uma de duas fábricas diferentes.

Corpos-de-prova cilíndricos foram moldados para o monitoramento da resistência à

compressão e do módulo de elasticidade ao longo do tempo.

Os concretos foram dosados para atingir uma resistência à compressão na

data de liberação das armaduras ativas e aos 28 dias de 51,7 MPa e 62,0 MPa,

respectivamente. Os concretos vibrados eram os normalmente usados nas fábricas.

Cimento portland (ASTM tipo III, na fábrica A, e tipo I, na fábrica B) e cinza volante

foram usados como aglomerantes. Como agregados foram usados os disponíveis em

cada fábrica. Na fábrica A, para agregados graúdos dos concretos auto-adensáveis,

foi usada uma combinação de seixos rolados com dimensões máximas de 19mm e

9,5mm; no concreto vibrado, usou-se apenas o com dimensão máxima de 19mm. Na

fábrica B, foi utilizado calcário britado com dimensão máxima de 12,5mm para o CAA

166

e seixo com dimensão máxima de 19mm para o concreto vibrado (de diferente origem

do usado na fábrica A). Como agregado miúdo foi sempre utilizada areia natural.

Diferentes tipos de aditivos foram usados nas misturas. Na tabela 4.20 são

apresentadas as composições e as características dos concretos no estado fresco.

Tabela 4.20 – Composições e propriedades no estado fresco dos concretos (ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)

Materiais Fábrica A Fábrica B

A-CAA1 A-CAA2 A-REF B-CAA1 B-CAA2 B-REF

Cimento (kg/m3) 4793 3593 4453 4201 4391 3921 Cinza Volante (kg/m3) - 120 - 83 62 69 Água (kg/m3) 178 168 151 167 173 109 a/c 0.37 0.47 0.34 0.40 0.39 0.28 a/f 0.37 0.35 0.34 0.33 0.35 0.24 Agregado graúdo (kg/m3) 500* 500* 964* - - 1092## Agregado graúdo (kg/m3) 492** 492** - 825# 831# - Areia (kg/m3) 774 774 847 939 940 745 Superplastificante (%) 0,34 0,30 - 0,56 0,58 0,32 Modificador de Viscosidade (%) 0,04 0,08 - 0,08 0,10 - Retardador de pega (%) 0,08 0,24 0,06 - - 0,16 Plastificante (%) - - 0,42 - - 0,16 Abatimento (mm) - - 250 - - 240 Espalhamento (mm) 660 - - 710 - 740 1 cimento ASTM I; 3 cimento ASTM III; *seixo dmax=19mm; **seixo dmax=9,5mm; #calcário britado dmax=12,5mm; ##calcário britado dmax=19mm;

Todas as vigas tinham seção transversal I típica de vigas usadas em pontes

(figura 4.29), vão de 11,6 m e 40 cordoalhas de 12,7mm de baixa relaxação, número

máximo possível de cordoalhas. Este número visou a situação desfavorável de

congestionamento de armadura e tensão de compressão no concreto no momento da

liberação das cordoalhas igual a 60% da sua resistência. Dessas cordoalhas, 36 foram

colocadas na mesa inferior e 4 na mesa superior. Elas foram pré-tracionadas com

tensão igual a 75% da nominal de ruptura. A armadura transversal foi dimensionada

para que ruptura por cortante fosse evitada.

Apenas na viga de concreto A-CAA2 foi verificada segregação.

167

As características do concreto no estado endurecido (resistência à compressão

e módulo de elasticidade) são apresentadas na tabela 4.21. Nela constata-se que os

concretos vibrados tiveram sempre maiores resistências à compressão que os auto-

adensáveis.

Figura 4.29 – Seção transversal das vigas, dimensões em mm

(ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007, p. 150)

Tabela 4.21 – Propriedades do concreto no estado endurecido (ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)

Dias*

(A/B)

A-CAA1 A-REF B-CAA1 B-CAA2 B-REF

fc

(MPa)

Eexp/

Ecalc

fc

(MPa)

Eexp/

Ecalc

fc

(MPa)

Eexp/

Ecalc

fc

(MPa)

Eexp/

Ecalc

fc

(MPa)

Eexp/

Ecalc

1/1 46,7 - 56,9 - 42,3 - 49,5 0,99 53,6 -

2/2** 48,8 - 68,9 - 53,8 1,07 53,4 1,02 64,5 0,95

3 52,5 - 68,5 - - - - - - -

4 53,0 - 73,1 - - - - - - -

5*** 56,5 0,93 76,4 1,02 67,9 0,98 64,9 0,98 75,6 0,92

6 57,8 0,93 78,0 1,02 - - - - - -

11/10 58,3 0,92 82,3 0,98 72,9 0,97 74,3 0,93 84,7 0,95

18 - - - - 77,2 1,00 77,8 0,99 90,9 0,90

29/28 60,3 0,89 80,0 0,99 73,4 1,02 76,0 1,01 94,1 0,94

32 66,0 0,86 81,3 0,99 - - - - - -

56 - - - - 80,2 0,97 76,9 1,04 90,3 0,96

113/141 66,5 0,86 85,9 0,99 85,8 0,94 81,4 1,00 91,1 0,98

184 66,9 0,86 79,1 0,94 * Dias após a concretagem Eexp = Módulo

de elasticidade

medido 262 68,8 - 82,0 -

** Liberação dos cabos na

fábrica B

300 62 0,95 84,5 1,02

*** Liberação dos cabos na

fábrica A Ecalc = 5700 fc

0,5

com fc medido 385 68,4 0,92 82,0 1,06

168

Os comprimentos de transferência experimentais (obtidos a partir de

deformações medidas no concreto) e calculados segundo ACI 318:2005 e

AASHTO:2004 são mostrados na tabela 4.22. Nas vigas de concretos vibrados, com

maior resistência à compressão, os comprimentos de transferência medidos foram

menores que os das vigas de CAA. Os valores dos comprimentos de transferência

calculados são bem superiores aos medidos.

Tabela 4.22 – Comprimentos de transferência medidos e calculados

(ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)

Fábrica A Fábrica B


Medidos 376mm 211mm 292mm 303mm 272mm ACI 318:2005 767mm AASHTO:2004 762mm

As perdas de protensão foram obtidas a partir de medições com extensômetros

colados nas cordoalhas e embutidos no concreto. As perdas imediatas, decorrentes do

encurtamento imediato do concreto (tabela 4.23), coerentemente com os valores de

módulo de elasticidade medidos, foram maiores nas vigas de concretos auto-

adensáveis.

Nos grupos de vigas das duas fábricas, as flechas e perdas de protensão totais

ao longo do tempo (11 meses – fábrica A; 3 meses – fábrica B) foram maiores nas

vigas de concretos auto-adensáveis e em todas as vigas os valores medidos foram

menores que os calculados.

Tabela 4.23 – Perdas de protensão imediatas medidas (ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)

Fábrica A Fábrica B


Relaxação (MPa)* 19,3 22,1 Encurtamento elastico (Mpa) 131 126 133 139 128

Total (Mpa) 150 146 155 161 150 *Calculada segundo o método PCI

169

4.2.6 – Vigas ensaiadas por Gross, Yost e Gaynor (2007)

Gross, Yost e Gaynor ensaiaram oito vigas de seção T, em escala reduzida

(140 mm de altura, vão de 3,05m, relação vão/altura de aproximadamente 20), e

protendidas com apenas um fio de 5,3 mm de diâmetro (fst=1850MPa), com o intuito

de investigar seu comportamento ao longo do tempo (perdas de protensão e flechas).

A seção transversal das vigas é mostrada na figura 4.30. Há que se comentar a

inadequação da dimensão máxima de agregado de 19mm (tabela 4.24) para a altura

da mesa de 38mm.

Figura 4.30 – Seção transversal das vigas, dimensões em mm

(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p.89)

Quatro das vigas foram produzidas com CAA e as outras quatro com concretos

vibrados, todos com resistência à compressão aos 2 dias de cerca de 41 MPa e aos

28 dias da ordem de 55 MPa. Foram moldadas duas vigas idênticas com cada

concreto, sendo uma para ser ensaiada sob carga (a partir dos 29 dias após a

liberação do fio) e a outra para ser mantida sem carga nenhuma além do seu peso

próprio. As vigas foram monitoradas por um período de 300 dias e a resistência à

compressão e o módulo de elasticidade dos concretos foram monitorados

simultaneamente a partir de ensaios realizados em corpos-de-prova cilíndricos de

100mm de diâmetro por 200 mm de altura.

As composições e as características no estado fresco e endurecido dos

concretos são apresentadas na tabela 4.24. Os concretos foram confeccionados com

170

os mesmos materiais, mas com uma menor quantidade de agregado graúdo e

inclusão de aditivo modificador de viscosidade nos concretos auto-adensáveis. Vigas e

corpos-de-prova foram mantidos nas mesmas condições ambientais. As resistências à

compressão dos CAA foram maiores, mas os módulos de elasticidade foram menores

que os dos concretos vibrados. Aos 28 dias, os módulos dos CAA foram 28% menores

que os dos vibrados.

Tabela 4.24 – Composição e propriedades dos concretos

(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007)

REF1 REF2 CAA1 CAA2

Cimento Tipo III (kg/m3) 431 583 Sílica ativa (kg/m3) 37 44 Água (kg/m3) 178 219 Agregado graúdo dmáx=19mm (kg/m3) 1066 716 Agregado miúdo (kg/m3) 697 744 Superplastificante (ml/m3) 59 59 113 107 Aditivo modificador de viscosidade (kg/m3) - - 12 12

a/f 0.38 0.35 Teor de ar (%) 4,5 4,0 3,5 2,5 Abatimento (mm) 20 210 - - Espalhamento (mm) - - 597 603 fc,2 (MPa) 40,8 40,1 46,3 42,1 fc,28 (MPa) 58,0 55,0 62,1 57,1 Ec,2 (GPa) - - 34,5 32,6 Ec,28 (GPa) 46,2 44,8 36,2 34,7

Oito cilindros com 100mm de diâmetro e 710mm de comprimento foram

confeccionados com cada concreto para o monitoramento da retração e fluência na

situação de sem e com carga. Um cilindro de cada tipo de concreto foi mantido com

uma carga correspondente a 30% da resistência à compressão aos 3 dias de idade,

enquanto outro cilindro foi mantido sem carga. A retração foi obtida analisando o

encurtamento nos cilindros sem carga e a fluência analisando o encurtamento nos

cilindros carregados, descontado o encurtamento medido nos cilindros sem carga. Os

resultados das análises ao longo do tempo da retração e fluência são mostrados nas

figuras 4.31 e 4.32. Nelas, pode-se observar que a retração e a fluência foram maiores

171

nos concretos auto-adensáveis (menor teor de agregado graúdo e menor módulo de

elasticidade).

Figura 4.31 – Retração ao longo do tempo (GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 89)

Figura 4.32 – Fluência ao longo do tempo (GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 89)

Depois do fio de cada viga ser pré-tracionado com uma tensão de cerca de

1200 MPa, as vigas foram concretadas. Elas foram desformadas após 24h e após 48h

os fios foram liberados, depois do que as vigas e respectivos corpos-de-prova foram

mantidos sob condições ambientais controladas. Deformações específicas medidas

nos fios indicaram perdas de protensão nos primeiros dois dias, antes da liberação dos

fios, que foram avaliadas em 3,5% da tensão inicial. Quando da liberação dos fios,

172

observou-se pequena tensão de tração no topo das vigas, insuficiente para causar sua

fissuração.

Aos 29 dias após a liberação dos fios, metade das vigas recebeu carga de

aproximadamente 2,4 kN, no meio do vão.

Verificou-se que as perdas na protensão devido ao encurtamento inicial do

concreto foram, em média, de 3,6% da tensão inicial para as vigas de CAA e de 2,6%

para as de concreto vibrado. Teve-se, portanto, perdas 38% maiores nas vigas de

concreto auto-adensável. Comparando-se as figuras 4.33 e 4.34, verifica-se que as

perdas ao longo do tempo também foram maiores nas vigas de CAA. A média das

perdas nas vigas mantidas sem sobrecarga foi de 27,1% da tensão inicial para as

vigas de CAA e de 15 % para as de concreto vibrado. Nas vigas com carga, as perdas

foram de 16,7 % e 9,9 % para as vigas de CAA e de concreto vibrado,

respectivamente. Isso corresponde a uma perda 80% maior nas vigas de CAA sem

carga e 68% maior nas vigas com carga.

Coerentemente com as perdas de protensão, as flechas das vigas de CAA

foram maiores que as das de concreto vibrado (figuras 4.35 e 4.36). Aos 300 dias, a

diferença foi de cerca de 70%.

Figura 4.33 – Perdas de protensão ao longo do tempo nas vigas de concreto vibrado (GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 91)

173

Figura 4.34 – Perdas de protensão ao longo do tempo nas vigas de CAA

(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 91)

Figura 4.35 – Flechas ao longo do tempo nas vigas de concreto vibrado


Figura 4.36 – Flechas ao longo do tempo nas vigas de CAA


174

4.2.7 – Vigas ensaiadas por Choulli, Marí e Cladera (2008)

Choulli, Marí e Cladera ensaiaram 6 vigas de seção transversal I protendidas

de concretos auto-adensáveis com resistência à compressão em torno de 90 MPa,

visando analisar seu comportamento ao cortante, comparando-o com o de vigas de

concretos vibrados de mesma resistência à compressão. O esquema de ensaio foi tal

(figura 4.37) que a cada viga corresponderam dois ensaios onde tinha-se relação a/d

igual a 3,2 (ensaio extremidades E e W). Além do tipo de concreto, nas vigas

variaram-se o número de cabos (diâmetro de 12,7mm) e a tensão de protensão, a

armadura longitudinal passiva distribuída ao longo da altura da alma e a armadura

transversal (figura 4.38). Nas vigas com armadura longitudinal passiva distribuída ao

longo da altura da alma, ela foi diferente nos lados E e W; nas vigas com armadura

transversal, esta armadura foi sempre a mesma.

Os concretos foram confeccionados com os mesmos materiais em proporções

diferentes, exceto pela existência de fíler calcário nos auto-adensáveis (tabela 4.25).

Figura 4.37 – Esquemas de ensaio adotados para cada viga – dimensões em m

(CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008, p.134)

As características das vigas relativas a cada ensaio encontram-se na tabela

4.26. Nas vigas com 14 cordoalhas, a tensão no concreto decorrente da protensão era

11,4 MPa e nas com 8 cordoalhas era 7,11 MPa.

175

Figura 4.38 – Seção transversal e armaduras das vigas, diâmetros em mm e demais

dimensões em cm (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2007, p.133)

Tabela 4.25 – Composição dos concretos (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008)

Materiais REF CAA

Cimento CEM I 52,5 R (kg/m3) 400 338 Filer calcário (kg/m3) - 120 Água (kg/m3) 200 160 Agregado graúdo dmax=12mm (kg/m3) 975 520 Agregado miúdo (kg/m3) 936 785 Superplastificante (l/m3) 6 6 a/c 0.5 0.47 a/f 0.5 0.35

A menos da CAA-2-T-E, com ruptura onde a flexão predominou, as vigas

tiveram ruptura por cortante ou ruptura pela ação combinada de cortante e flexão.

A armadura ativa das vigas sem e com armadura transversal não chegou a

atingir a tensão de escoamento. Nas vigas com estribos, eles apresentaram

176

deformações maiores que a correspondente à tensão de escoamento; em alguns

casos, a armadura longitudinal passiva ao longo da altura da alma também chegou a

escoar. Esta armadura, em geral, contribuiu para o aumento da resistência ao cortante

e proveu maior controle da fissuração.

Tabela 4.26 – Características das vigas (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008)

Ensaio fc,28

(MPa)

No cordoalhas Φ=12,7mm

Armadura transversal

(fy=525 MPa)

Armadura longitudinal na

alma Vu (kN)

CAA-1-E 99 14

Nenhuma Nenhuma

490

CAA-1-W 514

CAA-2-E 96 8

353

CAA-2-W 361

REF-2-T-E 90 8

φ8 c/ 200mm

10 Φ 10 c/ 80mm 721

REF-2-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 683

CAA-2-T-E 96 8

10 Φ 10 c/ 80mm 625

CAA-2-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 605

REF-1-T-E 81 14

10 Φ 10 c/ 80mm 779

REF-1-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 741

CAA-1-T-E 91 14

10 Φ 10 c/ 80mm 632

CAA-1-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 749

Comparando a resistência ao cortante dos trechos de vigas onde a única

diferença era o tipo de concreto (auto-adensável ou vibrado), contata-se que, a menos

do caso dos REF-1-T-W e CAA-1-T-W, cujas resistências foram praticamente iguais,

as resistências dos de concreto vibrado foram de 13% a 23% maiores, apesar da

resistência à compressão dos CAA ser um pouco maior. Segundo os autores do

estudo, essa diferença decorreu da maior contribuição do engrenamento dos

agregados na resistência ao cortante no caso de elementos de concreto vibrado. Por

outro lado, as vigas de CAA apresentaram menor abertura de fissura e maior

ductilidade que as similares de concreto vibrado. O comportamento diferenciado, após

a fissuração das vigas, pode ser verificado na figura 4.39, onde é feita comparação

entre as curvas carga-flecha obtidas nos ensaios REF-2-T-W e CAA-2-T-W.

177

Figura 4.39 – Curvas carga-flecha para vigas de CAA e concreto vibrado de mesmas características (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008, p.138)

Comparando as resistências ao cortante experimentais com as calculadas

segundo expressão do EC-2, os autores verificaram que, para todas as vigas

ensaiadas essa expressão forneceu valores conservadores, pois ela subavalia o efeito

da protensão na resistência ao cortante.

4.2.8 – Vigas ensaiadas por Wehbe et al. (2009)

Wehbe et al. (2009) investigaram o comportamento de três vigas pré-fabricadas

protendidas com seção transversal I usadas em pontes, confeccionadas com

concretos auto-adensável e vibrado, ambos dosados para atingir a resistência à

compressão de 45 MPa no momento da liberação das cordoalhas e de 48 MPa aos 28

dias. Duas das vigas foram concretadas com concreto auto-adensável e uma com

concreto vibrado. As composições dos concretos e suas características no estado

fresco são apresentadas na tabela 4.27. Entre os dois tipos de concretos, além dos

teores dos materiais constituintes, houve diferenças na dimensão máxima dos

agregados e nos aditivos.

178

As três vigas estudadas foram concretadas na mesma pista de protensão,

tinham altura de 91cm, 12 cordoalhas de baixa relaxação de 7 fios com diâmetro de

15,2mm (tensão nominal de ruptura de 1900MPa) e 4 barras com diâmetro de 12,7mm

dispostas no topo das vigas para resistir às tensões de tração provenientes da pré-

tração.

Tabela 4.27 – Composições e características no estado fresco dos concretos (WEHBE et al., 2009)

REF CAA LAJE

Cimento (kg/m3) 318 363 247 Cinza volante (kg/m3) - - 44 Agregado miúdo (kg/m3) 544 609 522 Agregado gráudo de calcário 9,5mm (kg/m3) - 660 - Agregado gráudo de calcário 19mm (kg/m3) 850 - 850 Água (kg/m3) 100 109 104

a/c 0.31 0.30 0.36 Superplastificante (kg/m3) 3,7 - 2,83 Retardador de pega (kg/m3) 0,40 0,68 - Incorporador de ar (kg/m3) 0,28 0,43 0,23 Modificador de viscosidade (kg/m3) - 6,40 - Teor de ar (%) 6,3 4,9 5,1 Abatimento (mm) 188 - 196 Espalhamento (mm) - 635 -

Para simular o efeito da laje moldada in loco sobre as vigas na ponte, foi

concretada uma laje sobre as vigas com espessura de 25cm e armadura mínima para

efeitos de retração e temperatura de acordo com a ACI 318:2005. O concreto utilizado

na laje das três vigas foi um concreto vibrado com resistência à compressão prevista

de 34 MPa aos 28 dias. A composição desse concreto é apresentada na tabela 4.27.

As seções transversais das vigas e armaduras são mostradas na figura 4.40.

Os corpos-de-prova cilíndricos moldados com os concretos de cada viga foram

curados por 24h de maneira similar à utilizada nas vigas (cura térmica), tendo depois

sido mantidos em condições ambientais de laboratório. As resistências à compressão

obtidas nos seus ensaios são apresentadas na tabela 4.28.

179

As cordoalhas foram liberadas após os concretos das vigas atingirem a

resistência à compressão mínima de 45 MPa. Os comprimentos de transferência, as

perdas de protensão e as flechas medidas antes dos ensaios sob carga estão na

tabela 4.29.

Figura 4.40 – Dimensões e armaduras das vigas estudadas, dimensões em mm

(WEHBE et al., 2006, p.66 e 68)

Tabela 4.28 – Resistências à compressão dos concretos (WEHBE et al., 2009)

Viga Laje

REF CAA1 CAA2 REF CAA1 CAA2

fc,1 (MPa) 48,0 49,2 56,3

fc,7 (MPa) 62,5 55,5 62,2 43,9 46,5 45,3

fc,28 (MPa) 65,2 51,7 67,6

fc,j* (MPa) 70,3 55,8 71,8 50,9 49,4 52,2

*j - idade na data de ensaio da viga sob carga j = 83 dias para REF j = 48 dias para CAA1 j = 69 dias para CAA2

180

Em relação à viga de concreto vibrado, a diferença entre os comprimentos de

transferência das vigas de CAA não passou de cerca de 18%, sendo que esse

comprimento na viga CAA1 foi maior que na de referência. O comprimento de

transferência calculado segundo expressão da AASHTO foi igual ao medido na viga

REF.

Tabela 4.29 – Comprimentos de transferência, perdas de protensão e flechas medidas nas

vigas antes dos ensaios sob carga (WEHBE et al., 2009)

REF CAA1 CAA2

Protensão aplicada (MPa) 1306 1303 1319 Comprimento de transferência (mm) 762 876 648

Perdas de protensão

Perda imediata (MPa) 93,4 174,5 111,9 Perdas ao longo do tempo (MPa) 57,5 * 9,1 ** 44,1 ***

Perdas totais (MPa) 151* 184** 156***

Flechas Flecha inicial (mm) 4,6 15,2 8,9

Flecha final (mm) 7,9 ¹ 16,0 ² 12,4 ³

* 80 dias após a liberação das cordoalhas ** 14 dias após a liberação das cordoalhas

*** 66 dias após a liberação das cordoalhas

¹ 81 dias após a liberação das cordoalhas

² 46 dias após a liberação das cordoalhas

³ 67 dias após a liberação das cordoalhas

A perda de protensão imediata na viga CAA1 foi 87% maior que na viga REF,

enquanto na CAA2 foi 13% maior. Essa diferença levou a maior perda de protensão

total na viga CAA1, apesar da perda ao longo do tempo menor por ter sido medida ao

longo de tempo mais curto do que nas demais vigas. Os gráficos das perdas de

protensão ao longo do tempo para as vigas REF e CAA2 são mostrados na figura

4.41. A perda de protensão total das vigas calculada de acordo com procedimento da

AASHTO era em torno de 286 MPA, maior que as medidas.

As flechas iniciais medidas foram menores que as calculadas e consistentes

com as perdas de protensão; quanto maior a perda de protensão, maior foi a flecha na

viga.

181

Figura 4.41 – Perdas de protensão ao longo do tempo nas vigas REF e CAA2 1 ksi =6,895 MPa (WEHBE et al., 2006, p. 88)

Para os ensaios sob carga, as vigas foram simplesmente apoiadas, ficando

com um vão de 11,7m, e submetidas a uma carga no meio do vão. As vigas REF e

CAA1 foram ensaiadas sob carga estática até a ruptura, e a viga CAA2 foi submetida a

ciclos de carregamento e descarregamento até que alcançasse a ruptura. Todas as

vigas tiveram ruptura por flexão. Os resultados dos ensaios são apresentados na

tabela 4.30.

Tabela 4.30 – Resultados dos ensaios das vigas sob carga (WEHBE et al., 2009)

REF CAA1 CAA2 1a fissura de

flexão Carga (kN) 698 717 709

Flecha (mm) 8,8 9,3 9,8

Ruptura Carga (kN) 1084 1100 1072

Flecha (mm) 139 129 153

A figura 4.42 apresenta as curvas carga-flecha no meio do vão das três vigas

ensaiadas. Para a viga CAA2, a curva corresponde à envoltória dos resultados dos

ciclos de carregamento. Essas curvas e os resultados da tabela 4.30 mostram que o

comportamento das vigas foi semelhante. As cargas de ruptura das vigas de CAA não

182

diferiram mais que 2% daquela da viga REF e na viga CAA2, apesar do carregamento

cíclico, a flecha foi apenas 10% maior que a da viga REF. As cargas de ruptura foram

praticamente iguais às teóricas.

Tabela 4.42 – Curvas carga-flecha das vigas referentes aos ensaios sob carga

1 in = 25,4 mm e 1 kip = 4,45 kN (WEHBE et al., 2009, p.126)

4.3. PILARES

4.3.1 – Pilares ensaiados por Sonebi et al. (2000)

Esses autores ensaiaram pilares de concretos vibrados e auto-adensáveis de

baixa e alta resistência (item 3.1.2, tabelas 3.4 e 3.5), de 3 m de altura com seção e

armadura idênticas às peças moldadas para a avaliação da homogeneidade do

concreto, detalhadas no item 3.2.

Na tabela 4.31 constam os dados dos pilares e na figura 4.43 os gráficos

carga-deformação específica na direção longitudinal. Nestes gráficos, nota-se que, dos

pilares de concretos de baixa resistência (fc em torno de 40 MPa), o de CAA se

mostrou mais deformável e que o contrário ocorreu nos pilares de concretos de maior

resistência.

183

Tabela 4.31 – Dados dos pilares ensaiados por Sonebi et al. (2000)

Figura 4.43 – Curvas carga – deformação específica na direção longitudinal

(SONEBI et al., 2000, p.52)

4.3.2 – Pilares ensaiados por Khayat, Paultre e Tremblay (2001)

Khayat, Paultre e Tremblay (2001) ensaiaram quatro pilares armados e dois

não armados com as dimensões dadas na figura 4.44, de concretos vibrados e auto-

adensáveis com resistências à compressão de 40 MPa (pilares armados) e 50 MPa

(pilares não armados). Essa figura mostra também os dois tipos de armadura usados

nos pilares, denominados B e D. Os ensaios objetivaram comparar o comportamento

Concreto Tipo fc

(Mpa)

Taxa armadura longitudinal*

(%)

Taxa armadura

transversal** (%)

Pmax (kN)

Baixa resistência

REF - 1,4 0,66

3420 CAA - 3020

Alta resistência

REF 61,0 1,9 1,53

5203

CAA 66,0 5414

*fy=460MPa; **fy=250MPa

184

de pilares de concreto vibrado e de CAA sem armadura e com altas taxas volumétricas

de armadura transversal.

Figura 4.44 – Dimensões e armaduras dos pilares (KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001, p.372)

As composições e características no estado fresco dos concretos são dadas na

tabela 4.32. Além das quantidades dos componentes, os CAA se diferenciaram dos

vibrados pela inclusão de sílica ativa e pó de calcário e de aditivo modificador de

viscosidade

A tabela 4.33 resume os dados dos pilares, que são designados por números e

letras: 40 ou 50 corresponde à resistência à compressão nominal do concreto, B ou D

ao tipo de armadura e REF ou CAA ao tipo de concreto.

Os cilindros moldados para caracterização dos concretos foram deixados em

água com cal por 14 dias e depois deixados sob as mesmas condições ambientais de

laboratório que os pilares. As resistências à compressão e módulos de elasticidade do

concreto que constam na tabela 4.33 são para a idade de ensaio dos pilares (entre 31

185

dias e 38 dias). O módulo dos CAA menor que o dos concretos vibrados deveu-se ao

menor valor de fc e ao menor teor de agregados graúdos nesses concretos.

Tabela 4.32 – Composições e características no estado fresco dos concretos (KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001)

REF CAA

Resistência Nominal (MPa) 40 50 40 50

Água (kg/m3) 180 178 239 234 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 360 357 386 388 Sílica (kg/m3) - - 18 18 Pó de calcário (kg/m3) - - 179 180

Total de finos (kg/m3) 360 357 583 586 Areia fluvial silicosa (kg/m3) 960 951 703 707 Agregado graúdo de calcário 5 a 10 mm (kg/m3) 900 891 828 833 Superplastificante (l/m3) 1,4 1,2 5 4,8 Modificador de viscosidade (l/m3) - - 0,437 0,440 Aditivo retardador (l/m3) 0,5 0,50 0,5 0,5

a/c 0,50 0,50 0,62 0,60 a/f 0,50 0,50 0,41 0,40 Abatimento (mm) 110 125 - - Espalhamento (mm) - - 630 640 Funil-V (s) - - 1,5 1,6

Tabela 4.33 – Dados dos pilares (KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001)

Pilar fc (MPa)

Ec (GPa)

ρ (%)

ρ fy (MPa)

ρv

(%)

ρv fy

(MPa)

Fc

(kN)

Fmax

(kN)

40 B REF 43,6 37,0

3,6 15,0 4,9 40,2

2433 4249 40 B CAA 39,1 30,3 2276 3939 40 D REF 43,6 37,0

15,9 4,8 38,4 2441 4425

40 D CAA 39,1 30,3 2195 4063 50 REF 50,3 35,7 - - - 2441 2441 50 CAA 49,4 28,7 - - - 2153 2153

Espaçamento dos estribos constante, igual a 50mm; Fc – carga correspondente ao destacamento do cobrimento; Fmax – carga máxima. ρ - taxa geométrica de armadura longitudinal; ρv – taxa volumétrica de armadura transversal.

As resistências experimentais dos pilares armados foram 50% maiores que as

calculadas, dadas por (0,85 fcAc + Asfy), já que o confinamento provido pela armadura

transversal não foi considerado na resistência calculada. Nos pilares não armados, as

186

resistências experimentais pouco diferiram das teóricas; a do 50 REF foi 7% maior e a

do 50 CAA 4% menor.

Os pilares de concreto vibrado apresentaram maior capacidade de carga que

os de CAA com mesma armadura, o que pode ser explicado pela maior resistência à

compressão do concreto vibrado. Os pilares com arranjo de armadura D tiveram

resistência maior que os com arranjo de armadura B; eles tinham menor valor de ρvfy

mas maior valor de ρfy que os pilares com armadura tipo B.

Na figura 4.45, que mostra as curvas carga no pilar-deformação específica no

concreto dos pilares armados, constata-se que os pilares de CAA tiveram

comportamento mais dúctil que os de concreto vibrado. Segundo os autores do

estudo, isso decorreu dos menores valores de fc e Ec desses concretos.

Enquanto a perda do cobrimento das armaduras ocorreu para deformação

específica no concreto entre cerca de 2,0 x 10-3 e 3,4 x 10-3, a ruptura dos pilares se

deu com deformação específica do concreto do núcleo confinado entre cerca de 27 x

10-3 e 39 x 10-3.

Figura 4.45 – Curvas carga no pilar-deformação específica no concreto

(KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001, p.375)

187

4.3.3 – Pilares ensaiados por Lin et al. (2008)

O estudo de Lin et al. (2008) envolveu 32 pilares, sendo 16 pilares concretados

com três diferentes tipos de concreto vibrado (série N) e os outros 16 com três

diferentes tipos de concreto auto-adensável (série S). Os concretos foram

confeccionados para atingir resistências à compressão de 28 MPa, 41 MPa ou 55

MPa. Os concretos vibrados foram feitos com agregado graúdo com dimensão

máxima de 19mm, sem nenhum tipo de adição; nos auto-adensáveis, o agregado

graúdo teve dimensão máxima de 10 mm e foram utilizadas cinza volante, sílica ativa

e escória como adições, além de aditivo superplastificante. As composições e as

características no estado fresco dos concretos são mostradas na tabela 4.34. Os CAA

tiveram a particularidade de teor de agregados graúdos não diferindo mais de 7%

daqueles dos vibrados e inclusão de diferentes tipos de adições num mesmo concreto.

Os pilares tinham seção transversal quadrada com dimensão de 300mm e

neles variaram-se, além do concreto, a taxa de armadura longitudinal (fy=552 MPa) e

tipo e taxa de armadura transversal, conforme mostrado na figura 4.46. Os estribos, de

barras com diâmetro 10mm, tinham diferentes configurações, espaçamentos e tensões

de escoamento. As características dos 32 pilares são mostradas na tabela 4.35. Os

pilares e os corpos-de-prova cilíndricos (100mm de diâmetro e 200mm de altura) dos

respectivos concretos foram cobertos com aniagem molhada por três dias e depois

curados em uma sala com temperatura e umidade controladas.

Fissuração longitudinal dos pilares foi notada com uma carga de

aproximadamente 80% da carga máxima. Em média, as aberturas das fissuras nos

pilares de concreto auto-adensável foram 20% menores que as dos pilares de

concreto vibrado. Segundo os autores do estudo, isso pode ser consequência das

adições utilizadas nos concretos auto-adensáveis, que tornaram a matriz do concreto

mais densa e melhoraram a aderência entre a pasta e os agregados.

188

Segundo os autores do estudo, a capacidade resistente experimental, dada na

tabela 4.35, foi sempre maior que a teórica calculada (0,85 fcAc + Asfy), tendo-se, em

média, diferença de 7% nos pilares com concreto vibrado e 8% nos pilares com

concreto auto-adensável.

Tabela 4.34 – Composições e características no estado fresco dos concretos (LIN et al., 2008)

REF CAA fc (MPa) 29,3 41,8 55,2 29,2 42,1 55,8 Cimento (kg/m3) 359 398 465 188 226 264 Cinza Volante (kg/m3) - - - 120 110 110 Escória (kg/m3) - - - 25 29 27 Sílica Ativa (kg/m3) - - - 5 10 20 Agua (kg/m3) 216 214 222 168 167 165 a/c 0.60 0.54 0.48 0.89 0.74 0.63 a/f 0,60 0,54 0,48 0.50 0.45 0.39 Agregado miúdo (kg/m3) 762 735 700 919 897 853 Agregado graúdo (kg/m3) 988* 988* 945* 925** 920** 920** Superplastificante (kg/m3) - - - 3 3,2 4,8 Abatimento (mm) 190 150 120 - - - Espalhamento (mm) - - - 695 685 660 Funil-V (s) - - - 18 15 18

*dmax =19mm; **dmax =10mm

189

Figura 4.46 – Dimensões, armaduras dos pilares e localização de extensômetros nas

armaduras, dimensões em mm (LIN et al., 2008, p. 427)

A diferença entre as resistências dos pilares de CAA e os similares de

concretos vibrados não passou de 7%, mas essa diferença parece ter decorrido

principalmente das diferenças de fc. A diferença entre cargas últimas dos pilares com

mesmo valor de ρvfy mostrada na figura 4.47 também se deve a diferentes valores de fc

desses pilares. Nessa figura nota-se ainda que o valor de ρvfy não teve influência

relevante na capacidade resistente dos pilares.

190

Tabela 4.35 – Dados dos pilares (LIN et al., 2008)

Espécime fc (MPa) ρ (%)

Tipo de armadura s (mm) ρyfy

(MPa)

Carga máxima

(kN)

Índice ductilidade

N1 31,1

2,55

A - - 3758 -

N2 43,2 - - 4724 - N3 56,1 - - 5768 - N4 31,1 B

90 5,87

3741 5.09 N5 44,5

B

4938 4,98 N6 55,1 5572 7,17 N7 44,5 1,72 4536 4,71 N8 40,4 3,44 4795 5,18 N9 41,3

2,55

6,02 4551 6,14 N10 44,2 4,35 4814 5,37 N11 43,7 150 3,51 4798 4,77 N12 43,2

60 8,8 4809 8,27

N13 43,2 C 13,2 4713 7,60 N14 41,6

B 68,4 5,73 4569 8,39

N15 44,5 113 4,80 4853 4,62 N16 44,4 C 135 5,87 4841 4,76 S1 29,0

2,55

A - - 3548 -

S2 40,9 - - 4582 - S3 53,7 - - 5673 - S4 30,2

B 90

5,87

3782 6,15 S5 41,9 4640 6,97 S6 53,2 5637 9,73 S7 40,6 1,72 4216 5,85 S8 39,2 3,44 4707 5,59 S9 41,2

2,55

6,02 4619 8,44 S10 43,1 4,35 4824 6,23 S11 41,8 150 3,51 4621 5,48 S12 42,5

60 8,80 4711 9,34

S13 42,2 C 13,2 4707 15,5 S14 43,7

B 68,4 5,73 4837 10,1

S15 42,0 113 4,80 4633 6,07 S16 42,7 C 135 5,87 4785 7,37

ρ - taxa geométrica de armadura longitudinal; ρv – taxa volumétrica de armadura transversal; s – espaçamento da armadura transversal

Na figura 4.48, é mostrada uma curva carga-deformação típica referente aos

pilares com estribos.

A partir das deformações medidas na armadura longitudinal e no concreto,

pode-se obter as curvas tensão normal-deformação específica no concreto dos pilares.

A figura 4.49 compara as curvas de pilares de CAA e de concreto vibrado com

191

armaduras similares (um grupo sem estribos e um com estribos). Ela evidencia o

efeito benéfico dos estribos no ramo descendente dessas curvas.

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

0 2 4 6 8 10

Car

ga

últ

ima

(kN

)

concreto vibrado

CAA

Figura 4.47 – Carga última em função de ρvfy , para pilares com mesma configuração de armadura (B) e mesma taxa de armadura longitudinal (2,55%). Gráfico traçado a partir de

dados de Lin et al., 2008

A ductilidade dos pilares foi avaliada quantitativamente por meio de dois

índices. Um deles foi a relação entre duas áreas sob a curva tensão normal-

deformação específica: a até a tensão igual à metade da máxima, no ramo

descendente, e a até a tensão máxima. Esse índice de ductilidade dos pilares é dado

na tabela 4.35 e apresentado graficamente, em função de ρvfy, na figura 4.50. Esta

figura mostra que maiores valores de ρvfy levaram a maior índice de ductilidade e que,

para um certo valor de ρvfy, os pilares de CAA apresentaram maior índice de

ductilidade que os de concreto vibrado.

ρρρρvfy (MPa)

192

Figura 4.48 – Curva típica de tensão-deformacão de pilares com estribos (LIN et al., 2008, p. 428)

Figura 4.49 – Curvas tensão normal - deformação específica no concreto de pilares de concreto

vibrado e de CAA de mesma armadura (LIN et al., 2008, p.428)

193

0

2

4

6

8

10

12

0 2 4 6 8 10

Índ

ice

de

du

ctil

idad

e

concreto vibrado

CAA

Figura 4.50 – Índice de ductilidade em função de ρvfy , para pilares com mesma configuração de armadura (B) e mesma taxa de armadura longitudinal (2,55%). Gráfico traçado a partir de

dados de Lin et al., 2008

4.4. OUTROS ELEMENTOS

4.4.1 – Ligações viga-pilar ensaiadas por Said e Nehdi (2007)

Said e Nehdi (2007) estudaram regiões de ligação viga-pilar sob a ação de

cargas cíclicas reversas, simulando situação dessas regiões sob ações sísmicas.

Foram ensaiados dois espécimes formados por pilar, de 3m de altura e seção

transversal retangular com dimensões de 250mm e 450mm, ligado a viga com

comprimento de 1,75m e seção transversal retangular com dimensões de 250mm e

400mm. Um dos espécimes era de concreto vibrado e o outro de concreto auto-

adensável, ambos com resistência à compressão aos 28 dias de aproximadamente 50

MPa. Os dois tipos de concreto foram produzidos com os mesmos materiais, com

exceção dos aditivos; no concreto vibrado foi utilizado plastificante, enquanto no auto-

adensável foram utilizados aditivos superplastificante e modificador de viscosidade. As

ρρρρvfy (MPa)

194

composições dos concretos e suas propriedades no estado fresco e endurecido são

apresentadas na tabela 4.36.

Tabela 4.36 – Composições e propriedades dos concretos no estado fresco e endurecido (SAID e NEHDI, 2007)

CAA REF

Cimento (kg/m3) 400 330 Areia (kg/m3) 850 790 Agregado graúdo (kg/m3) 850 1130 Água (kg/m3) 160 112 Superplastificante (l/m3) 4 - Plastificante (ml/m3) - 6,6 Modificador de viscosidade (g/m3) 120 -

a/c 0,40 0,34 fc,7 (MPa) 33,3 37,2 fc,28 (MPa) 50,4 50,9 Abatimento (mm) - 50 Espalhamento (mm) 600 -

Esquema de ensaio e armaduras podem ser vistos nas figuras 4.51 e 4.52,

respectivamente.

Devido às armaduras usadas nos espécimes, que dificultaram a vibração do

concreto, o de concreto vibrado apresentou defeitos de concretagem não verificados

no de CAA.

Os espécimes foram ensaiados com carga longitudinal centrada constante de

600kN aplicada no pilar e uma carga cíclica reversa aplicada na extremidade livre da

viga. O carregamento cíclico foi feito em duas fases; a primeira com controle da carga

e a segunda com controle do deslocamento vertical na viga. Inicialmente foram

aplicados 2 ciclos de pequena carga, visando verificar toda a montagem, seguidos de

2 ciclos de carga correspondente à fissuração da seção da viga na face do pilar e 2

ciclos de carga correspondente ao início do escoamento da armadura longitudinal

dessa seção. Múltipos do deslocamento vertical da viga relativo a essa carga de

escoamento foram sendo adicionados a esse deslocamento na fase de controle de

195

deslocamento. Os ensaios foram encerrados quando a capacidade de carga dos

espécimes foi reduzida à metade.

Até o escoamento da armadura longitudinal das vigas, o comportamento dos

espécimes de concretos vibrado e auto-adensável foram parecidos. A partir de

deslocamento da viga igual a 3 vezes o relativo ao escoamento da sua armadura

longitudinal, o espécime de CAA começou a apresentar menor capacidade de carga.

Segundo os autores do estudo, o menor teor de agregados graúdos do CAA pode ter

sido a causa da redução da resistência ao cortante da ligação pilar-viga do espécime

de CAA.

Figura 4.51 – Esquema de ensaio da estrutura (SAID e NEHDI, 2007, p.99)

196

Figura 4.52 – Armaduras da estrutura (SAID e NEHDI, 2007, p.99)

4.4.2 – Ensaios de cisalhamento direto realizados por Kim, Trejo e Hueste (2007)

Kim, Trejo e Hueste investigaram a resistência ao cisalhamento direto de 12

concretos auto-adensáveis, com duas resistências à compressão às 16h diferentes (34

e 48 MPa), dois tipos de agregados graúdos (seixo rolado e brita de calcário) e três

teores desse agregado. A dimensão máxima de ambos os agregados era de 19 mm.

Para efeito de comparação, foram também ensaiados 4 concretos vibrados, tidos

como referência. As composições dos concretos são apresentadas nas tabelas 4.37 e

4.38. O abatimento do tronco de cone dos concretos vibrados variou de 215mm a

240mm e o espalhamento dos CAA variou de 686mm a 737mm.

197

Um total de 48 exemplares de tipo push-off (figura 4.53) foram confeccionados,

sendo 3 para cada tipo de concreto (36 de concreto auto-adensável e 12 de concreto

vibrado). Eles tinham seção transversal retangular com dimensões de 125mm e

400mm e comprimento de 660mm. Todos continham armadura para prevenir ruptura

prematura durante a aplicação da carga. Essa armadura foi colocada apenas nas

extremidades dos exemplares, não cruzava o plano de cisalhamento. Foram

concretados cilindros de 102 mm de diâmetro e 203 mm de altura para o

acompanhamento das resistência à compressão e à tração dos concretos.

Figura 4.53 – Exemplares usados nos ensaios push-off

(KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 62)

Depois de desformados, os espécimes foram mantidos em ambiente com

temperatura de 23oC e 100% de umidade.

Antes dos ensaios serem realizados, os espécimes tiveram o plano de

cisalhamento pré-fissurado (figura 4.53), já que o engrenamento entre os agregados

só ocorre após a fissuração. Esta fissura teve abertura inicial menor que 0,5 mm. Para

manter as duas partes unidas, foi usado um sistema rígido formado por duas placas de

aço (22mm de espessura) e 4 barras de aço (providas de extensômetros elétricos de

resistência) apertadas com arruelas e porcas, de maneira a ter-se tensão normal inicial

no plano de cisalhamento menor que 0,3 MPa.

198

Tabela 4.37 – Composição dos concretos com seixo rolado (KIM, TREJO e HUESTE, 2007)

CONCRETOS COM SEIXO ROLADO

Tipo de concreto SR5/31,5 SR5/34,6 SR5/37,8 SR7/32,3 SR7/35,0 SR7/37,6 CR5/44,3 CR7/44,3

CAA REF

fc,16h (MPa) 34 48 34 48

fc,28 (MPa) 85 83 82 102 106 111 72 82

Cimento Tipo III (kg/m3) 376 427 371 415

Cinza volante (kg/m3) 177 107 - -

Agregado graúdo (kg/m3) 815 897 978 839 907 974 1149 1167 Agregado miúdo (kg/m3) 812 731 650 836 769 702 732 713

Superplastificante Tipo I (kg/m3) 3,8 3,3 3,4 5,8 4,8 4,5 2,6 4,3

Superplastificante Tipo II (kg/m3) - - - - - - 2,6 4,3

Retardador de pega (kg/m3) 1,0 1,0 1,0 - - - - -

Acelerador de pega (kg/m3) - - - 29,8 29,8 29,8 - -

a/c 0,41 0,34 0,36 0,29

a/f 0,28 0,27 0,36 0,29 Volume de pasta (%) 37,1 35,3 27,4 27,4 Volume de agregado graúdo (%) 31,5 34,6 37,8 32,3 35,0 37,6 44,3 44,3

199

Tabela 4.38 – Composição dos concretos com brita de calcário (KIM, TREJO e HUESTE, 2007)

CONCRETOS COM BRITA DE CALCÁRIO

Tipo de concreto SL5/29,0 SL5/31,9 SL5/34,8 SL7/31,9 SL7/34,5 SL7/37,0 CL5/40,1 CL7/40,1

CAA REF

fc,16h (MPa) 34 48 34 48

fc,28 (MPa) 135 148 146 151 157 155 143 150

Cimento tipo ASTM III (kg/m3) 380 427 356 403

Cinza volante (kg/m3) 253 107 - -

Agregado graúdo (kg/m3) 750 826 901 827 893 959 1039 1039

Agregado miúdo (kg/m3) 753 678 603 803 764 697 819 820

Superplastificante I (kg/m3) 2,4 2,4 2,4 5,8 4,8 4,5 1,5 2,8

Superplastificante II (kg/m3) - - - - - - 1,5 2,8

Retardador de pega (kg/m3) 1,1 1,1 1,1 - - - - -

Acelerador de pega (kg/m3) - - - 29,8 29,8 29,8 - -

Modificador de viscosidade (kg/m3) - - - - - 0,2 - -

a/c 0,45 0,36 0,42 0,33

a/f 0,27 0,29 0,42 0,33 Volume de pasta (%) 42,5 36,2 28,4 28,4 Volume de agregado (%) 29,0 31,9 34,8 31,9 34,5 37,0 40,1 40,1

200

Durante os ensaios push-off, as cargas aplicadas e a tensão nas barras de aço

foram monitoradas a cada 0,5s, e, quando a abertura média da fissura atingiu o valor de 6

mm, eles foram encerrados.

As figuras 4.54 e 4.55 reúnem as curvas que relacionam a abertura de fissura (w)

com a relação tensão cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento (τ/σ) dos

espécimes de concretos com mesma resistência à compressão às 16h e diferentes teores

de agregado graúdo. Nelas constata-se que o tipo de agregado graúdo influenciou a relação

entre τ/σ e w e a inclinação das curvas. Para menores aberturas de fissura, as relações τ/σ

dos espécimes de concreto com seixo rolado foram bem maiores que as dos com brita de

calcário, mas a taxa de diminuição de τ/σ com o aumento da abertura de fissura também foi

maior. Para um mesmo grupo de espécimes, os de concreto vibrado (com maior teor de

agregados graúdos) tiveram, para certo valor de w, maior valor de τ/σ, sendo que a

diferença diminuiu à medida que cresceu w.

Figura 4.54 – Curvas que relacionam abertura de fissura com a relação tensão

cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento para os concretos com seixo rolado (KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 64)

201

Figura 4.55 – Curvas que relacionam abertura de fissura com a relação tensão

cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento para os concretos com brita de calcário (KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 64)

202

5. CONCLUSÕES

5.1. ASPECTOS GERAIS

Com relação aos vibrados, considerando-se apenas os materiais que compõem

esses concretos, os CAA têm maior custo por metro cúbico, devido principalmente aos

aditivos que neles são usados. A necessidade de maior controle dos materiais componentes

e da produção dos CAA também implica em maior custo. Entretanto, essa diferença de

custo pode ser compensada pela redução de mão de obra e de energia elétrica e pelo

aumento de produtividade quando da aplicação dos CAA, e pela maior vida útil das formas

usadas. A maior homogeneidade e o melhor acabamento superficial dos elementos

executados com CAA também são aspectos favoráveis à adoção desses concretos,

principalmente em elementos pré-fabricados e de concreto aparente. O resultado da

comparação de custos da utilização desses dois tipos de concretos vai depender dos

materiais usados em cada um deles, da maior ou menor capacidade dos CAA de se

movimentarem (os com maior espalhamento são mais caros), que tem a ver com as

distâncias por eles a serem percorridas, e do custo da mão de obra da região.

No Brasil, a aplicação dos CAA ainda está em fase inicial e, como em outros países,

ela deverá ser maior na pré-fabricação. Este setor tem apresentado certo desenvolvimento

nos últimos anos e algumas das empresas das regiões sul e sudeste já estão produzindo

um ou outro produto com esses concretos.

5.2. PROPRIEDADES

As propriedades dos concretos dependem dos tipos e proporções dos materiais que

os compõem e da interação entre eles. Em face disso, dependendo do que se fixa e do que

se varia nos concretos, a comparação das suas propriedades para uma determinada idade

pode resultar em diferentes conclusões. As conclusões de comparações feitas para idades

203

baixas também podem ser diferentes daquelas feitas para idades mais altas, em função dos

materiais finos usados.

Nos concretos vibrados, para um determinado conjunto de agregados miúdos e

graúdos e cimento, as propriedades dependem principalmente do abatimento do tronco de

cone e da relação água/cimento. Nos com adições, as propriedades dependem também do

tipo e do teor de adição e de aditivo. Nos CAA, para cada conjunto de agregados miúdos e

graúdos, cimento, tipo e teor de adição e de aditivo, as propriedades estão associadas

principalmente ao espalhamento e à relação água/aglomerante.

Na tentativa de reduzir os parâmetros a considerar nas comparações, tem-se por

vezes usado uma relação água/cimento equivalente em vez da relação a/agl, sendo a

massa de cimento equivalente obtida somando a massa de cimento com as das adições

ativas multiplicadas por um fator de eficiência menor que a unidade (adições mais reativas

têm fator de eficiência mais próximo da unidade). Esse fator, entretanto, varia com a idade

(DOMONE, 2007).

Em grande parte dos estudos sobre propriedades dos CAA, foi feita comparação

entre esses concretos e vibrados de mesmo valor de fc ou relações a/c e a/agl, mas as

composições dos dois tipos de concreto se diferenciaram não só pelos teores de materiais,

para que pudesse haver a diferenciação nas características no estado fresco, mas também

pelos tipos de materiais. Estas variações levaram por vezes a conclusões de diferentes

estudos contraditórias.

Portanto, embora as comparações entre propriedades no estado endurecido de

concretos vibrados e CAA sejam úteis para os projetistas, que se baseiam em

procedimentos estabelecidos para os concretos vibrados, há que se ter cuidado ao tentar

extrapolar conclusões tiradas a partir de um determinado conjunto de concretos vibrados e

auto-adensáveis para outros conjuntos.

Nos concretos analisados, com exceção de 2 dos ensaiados por Dinakar, Babu e

Shantanam (2008), que tinham abatimento de tronco de cone muito baixo, os abatimentos

dos vibrados variaram entre 65mm e 200mm e o espalhamento dos CAA entre 560mm e

204

800mm, sendo que a maioria dos CAA era da classe SF2 (espalhamento entre 660mm e

750mm). Os teores de pasta dos concretos vibrados analisados variaram entre cerca de

26% e 42% e os de argamassa entre cerca de 41% e 72%. Nos CAA, as faixas de variação

desses teores ficaram, aproximadamente, entre 33% e 58% e entre 50% e 77%,

respectivamente.

Os valores de fc dos concretos vibrados ficaram entre 15 MPa e 86 MPa e os dos

CAA entre 10 MPa e 92 MPa.

A diversidade de materiais componentes e suas proporções nos concretos vibrados

e auto-adensáveis usados nos estudos revistos neste trabalho tornam difícil estabelecer

comparações entre as propriedades desses concretos. Visando, entretanto, verificar

tendências que possam servir de orientação para quem for projetar estruturas de CAA, são

apresentados a seguir gráficos, onde foram reunidos resultados de ensaios realizados por

diferentes autores, e resumidas conclusões desses autores ou tiradas das análises

realizadas neste trabalho.

5.2.1 – Resistências à compressão e à tração e módulo de elasticidade

Nas figuras 5.1 e 5.2, nota-se que tanto nos concretos vibrados quanto nos CAA há

diminuição de fc com o aumento das relações a/c e a/agl, parecendo haver certa tendência

de se ter, para uma mesma relação a/c, maiores valores de fc nos CAA. Para um

determinado valor de fc, nos CAA pode-se ter maior faixa de valores de a/c, em função dos

tipos e teores de adições usadas. Nas figuras 3.1, 3.2 e 3.15, constata-se como esses

parâmetros afetam a evolução de fc com o aumento da idade e nas 3.3, 3.8, 3.9 e 3.10

como elas influenciam fc,28 com o aumento de a/agl.

De acordo com SCC EUROPEAN PROJECT GROUP (2005), os concretos auto-

adensáveis têm resistência à compressão um pouco maior que os vibrados com a mesma

relação água/cimento pelo fato da não vibração permitir uma melhor interface entre os

agregados e a pasta de concreto endurecida. Entretanto, a menor porosidade da pasta e da

205

interface pasta-agregados dos CAA decorrente da sua composição deve ser o fator mais

relevante.

Figura 5.1 – Valores de fc em função dos de a/c.

Figura 5.2 – Valores de fc em função dos de a/agl

O gráfico da figura 5.3 não mostra tendência de diferenciação nas relações entre fc e

fct nos grupos de concretos auto-adensáveis e vibrados. Na figura 3.5, nota-se que, nas

idades de 28 e 90 dias, os maiores teores de filer calcário nos CAA ensaiados por Parra,

206

Valcuende e Gómez (2011) fez com que, para um mesmo fc, eles tivessem menor valor de

fct que os concretos vibrados. Dinakar, Babu e Santhanam (2008), que usaram cinza volante

como adição nos CAA, obtiveram valores de fct dos CAA maiores que os dos concretos

vibrados de mesmo valor de fc. Georgiadis, Anagnostopoulos e Sideris (2007), ao usarem

diferentes tipos de adições nos CAA, encontraram praticamente as mesmas relações entre

fct,28 e fc,28 para os concretos auto-adensáveis e vibrados de mesmo grupo de resistência.

Figura 5.3 – Valores de fct em função dos de fc.

As figuras 5.4 e 5.5, e também a 3.17, mostram tendência dos concretos auto-

adensáveis terem menores valores de módulo de elasticidade que os vibrados. A figura 3.6

sugere que a diferença entre os módulos de concretos vibrados e auto-adensáveis de

mesmo valor de fc depende do valor de fc e da idade do concreto. Nos concretos ensaiados

por Gross, Yost, Gaynor (2007), confeccionados com os mesmos materiais em diferentes

proporções, a menos do agente modificador de viscosidade só usado nos CAA, os CAA

apresentaram resistência à compressão maior, mas módulo de elasticidade menor.

Análises de Domone (2007) para concretos de baixa resistência, levaram à

conclusão de que os módulos de elasticidade dos CAA podem chegar a ser 40% menores

207

que os de concretos vibrados de mesmo valor de fc, mas essa diferença tende a diminuir à

medida que fc aumenta.

Figura 5.4 – Valores de Ec/√fc em função do volume porcentual de argamassa.

Figura 5.5 – Valores de Ec/√fc em função dos de fc.

Como os concretos auto-adensáveis têm maior teor de pasta e de argamassa e

menor teor de agregados graúdos que os vibrados de mesma resistência à compressão,

208

eles tendem a ter valores de Ec menores, mas isso vai depender do que se variou nas

composições para se passar da condição de concreto vibrado para a de auto-adensável.

5.2.2 – Homogeneidade em elementos estruturais

Os estudos que abordaram a homogeneidade dos concretos em pilares e paredes

evidenciaram que há tendência de diminuição da resistência à compressão do concreto à

medida que se afasta da base e se aproxima do topo. Isto, segundo alguns autores,

acontece devido à exsudação do concreto, à migração de água em direção à superfície livre

do concreto.

Comparando a homogeneidade de paredes e pilares de concreto vibrado e concreto

auto-adensável com alturas variando entre 1,4m e 3,0m, diferentes autores chegaram à

conclusão de que a diminuição da resistência à compressão do concreto ao longo da altura

dos elementos é menor nos de concreto auto-adensável. Tanto para os concretos vibrados

como para os auto-adensáveis, a diferença entre as resistências dos concretos na base e

no topo depende das composições desses concretos.

Segundo Khayat, Manai e Trudel (1997), a dimensão máxima dos agregados

influencia a homogeneidade do concreto de um elemento estrutural ao longo de sua altura,

uma vez que, concretos com menores dimensões máximas dos agregados, têm menor

probabilidade de apresentar água aprisionada abaixo dos agregados.

Quando, além da variação de fc, investigou-se também a variação de Ec ao longo da

altura de pilar ou parede, constatou-se que a variação de Ec foi menor que a de fc.

Em vigas de concreto auto-adensável, notou-se pouca diferença entre a resistência

do concreto da extremidade de lançamento do concreto e aquela do concreto na

extremidade oposta.

Segundo Valcuende, Parra e Ferrer (2009) a maior homogeneidade dos elementos

estruturais confeccionados com concreto auto-adensável, deve decorrer do fato do CAA

sofrer menos exsudação em função do seu maior teor de finos e da ausência de vibração.

209

5.2.3 – Aderência aço-concreto

Nos estudos onde se analisou a aderência entre concretos vibrados e auto-

adensáveis e as armaduras passivas ao longo da altura de pilares ou paredes, a menos de

um caso, à semelhança do que se constatou para a resistência à compressão, verificou-se

menor variação de fb e τb ao longo da altura nos elementos de concreto auto-adensável.

Investigação de Khayat, Manai e Trudel (1997) mostrou que essa variação depende das

adições e aditivos usados nos CAA. De acordo com Khayat (1998), a adoção de adequada

combinação de aditivos superplastificante e modificador de viscosidade nos concretos

acarreta menor exsudação, segregação e assentamento dos concretos o que, por sua vez,

leva a menor diferença entre as propriedades dos concretos na base e no topo dos

elementos. Também como no caso da resistência à compressão, a variação da aderência

ao longo da altura dos elementos foi menor para dimensão máxima dos agregados menor.

Os resultados obtidos por Chan, Chen e Liu (2003) indicam que, como no caso de

outras propriedades, a resistência de aderência de um CAA pode ser menor que a de um

concreto vibrado em idades baixas, passando a ser maior em idades mais altas.

Segundo Almeida Filho (2006) e Valcuende e Parra (2009), para concretos de

resistência à compressão mais baixa, a resistência de aderência dos concretos auto-

adensáveis é maior que a do concreto vibrado, mas a diferença entre essas resistências

diminui ou se extingue com o aumento da resistência à compressão dos concretos. Isto,

entretanto, não foi constatado por Sonebi et al. (2000), que achou maiores diferenças para

os concretos de maior resistência. Isso, pelo menos em parte, pode estar associado ao tipo

de ruptura por aderência verificado. Os espécimes de concreto de baixa resistência

ensaiados por Almeida Filho (2006) tiveram, em geral, ruptura por arrancamento e os de

concreto de maior resistência tiveram ruptura por fendilhamento.

A partir dos dados dos estudos resumidos no item 3.3.1 (aço de armaduras

passivas), foram gerados os gráficos das figuras 5.6 e 5.7, para a análise de tendências dos

valores das resistências de aderência (fb) e das médias das tensões relativas aos

210

deslizamentos de 0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb) em função dos da resistência à

compressão dos concretos auto-adensáveis e vibrados. Nos gráficos da figura 5.6,

separaram-se os resultados referentes a blocos concretados individualmente dos de

paredes ou pilares, sendo que, no caso de paredes ou pilares, plotaram-se apenas os

resultados relativos à base desses elementos.

Figura 5.6 – Valores de fb em função de fc.

211

Figura 5.7 - Valores de τb em função de fc.

Os gráficos das figuras 5.6 e 5.7 não mostram uma tendência clara de diferença

entre os valores de fb e de τb de concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma

resistência à compressão.

Nos estudos que analisaram a aderência entre barras de armadura ativa e concretos

vibrados e auto-adensáveis, nem sempre se achou coerência entre os resultados de ensaio

de arrancamento e os de comprimento de transferência.

Segundo Hegger, Will e Bulte (2007), a resistência de aderência dos CAA é sensível

às adições neles usados. Pozolo e Andrews (2010) mostraram que os resultados de

comparações entre resistências de aderência de concretos vibrados e auto-adensáveis

depende da idade dos concretos.

Na investigação realizada por Burgueno e Haq (2007), observou-se resistências de

aderência nos CAA menores que no concreto vibrado, ou praticamente iguais.

Coerentemente, verificaram-se maiores comprimentos de transferência para os CAA, tendo-

se o melhor desempenho no CAA com relação a/c e teor de agregado graúdo maiores.

Girgis e Tuan (2004) não encontraram diferença relevante entre as resistências de

aderência de concretos auto-adensáveis e vibrado com menores idades (1 ou 2 dias), mas

212

o mesmo não aconteceu para os comprimentos de transferência, que foram maiores para

os CAA.

5.2.4 – Retração e deformação lenta

De maneira geral, os estudos analisados mostraram, para diferentes idades, valores

de retração e de deformação lenta para os elementos de concretos auto-adensáveis

maiores que os para aqueles de concretos vibrados. De acordo com diferentes autores, isso

se deve ao fato dos concretos auto-adensáveis possuírem maiores teores de pasta em sua

composição que os vibrados (NASSIF, AKTAS e NAJM, 2008; LOSER e LEEMANN, 2009;

LEEMANN, LURA e LOSER, 2010).

No estudo de Kim et al. (2011), os concretos vibrados apresentaram fluência maior

que os auto-adensáveis. Segundo esses autores, esse resultado, apesar dos maiores

teores de pasta dos CAA, pode ser explicado pelos maiores valores de resistência à

compressão que os concretos auto-adensáveis alcançaram em idades mais avançadas

(adição era de cinza volante).

Loser e Leemann (2009) chegaram a valores de retração para os CAA semelhantes

aos dos concretos vibrados com a utilização de dosagens específicas de aditivos redutores

de retração. Nos concretos auto-adensáveis estudados por Guneyisi, Gesoglu e Ozbay

(2010), ficou evidenciado o efeito negativo da sílica ativa na retração, mas que esse efeito

pode ser minimizado combinando a sílica ativa com outros tipos de adições.

5.2.5 – Durabilidade e resistência ao fogo

Zia, Nunes e Mata (2005), Assié et al. (2006), Barros et al. 2008) concluíram em

seus estudos que o desempenho do CAA, com mesma faixa de resistência à compressão

ou relação a/c que o concreto vibrado, apresenta características de durabilidade superiores.

Segundo eles, isso pode ser explicado pelo menor índice de vazios e menor permeabilidade

213

do CAA, já que o CAA possui maior teor de finos que o concreto vibrado. Esses finos e o

alto teor de superplastificante tornam a microestrutura da pasta e da zona de transição

pasta-agregados dos CAA mais densa.

De acordo com De Schutter et al. (2008), comparando um concreto auto-adensável

com um vibrado de mesma resistência à compressão, pode-se constatar que o CAA

apresenta durabilidade inferior, já que o CAA pode ter uma relação a/c maior, gerando uma

microestrutura menos densa.

No que diz respeito ao efeito de temperaturas altas nos CAA, há estudo indicando

maior relação entre a resistência à compressão residual e a resistência aos 28 dias para os

CAA com maior relação água/aglomerante e menor relação cimento/finos.

5.3. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA

5.3.1 – Vigas de Concreto Armado

Os estudos analisados neste trabalho, que visavam o entendimento do

comportamento estrutural de vigas de concreto armado, focaram, principalmente, a

fissuração, a deformação e a resistência ao cortante das vigas. Com relação a vigas

semelhantes de concreto vibrado, verificou-se que, de maneira geral, há uma tendência de

que as vigas de concreto auto-adensável apresentem menores aberturas e espaçamento de

fissuras, devido à sua matriz mais densa, uma maior deformação, devido ao seu menor

módulo de elasticidade e uma menor resistência ao cortante, devido ao seu menor teor de

agregados graúdos.

Kumar, Kumar e Kumar (2009) observaram que a viga de CAA teve momento de

fissuração maior e fissuras mais igualmente espaçadas que a de concreto vibrado. Sonebi

et al. (2000) encontraram momentos de fissuração para as vigas de concretos auto-

adensáveis e vibrados semelhantes, mas para uma carga correspondente a 90% da de

ruptura, os espaçamentos e aberturas de fissuras foram maiores para as vigas de concreto

vibrado.

214

Liu, Yu e Jiang (2008) verificaram deformações por retração em viga de concreto

vibrado maiores que as de viga de CAA com mesmas armaduras. Segundo esses autores,

isso ocorreu em face do concreto vibrado ter maior relação entre teor de cimento e de cinza

volante.

Lachemi, Hossain e Lambros (2005), Hassan, Hossain, Lachemi (2008) e Cuenca,

Serna e Pelufo (2009) estudaram o comportamento das vigas com ruptura por

cisalhamento. Das vigas investigadas, apenas as de Cuenca, Serna e Pelufo (2009) tinham

armadura transversal. Nas vigas ensaiadas por Lachemi, Hossain e Lambros (2005), houve

grande variabilidade de resultados, até mesmo de mesmos concretos de betonadas

diferentes, o que inviabilizou a comparação adequada entre o comportamento ao cortante

de vigas de diferentes tipos de concreto. No programa experimental de Hassan, Hossain,

Lachemi (2008), todas as vigas de CAA apresentaram resistência ao cortante menor que as

vigas similares de concreto vibrado, sendo que maiores diferenças ocorreram nas vigas de

menor taxa de armadura longitudinal (1%), para as quais teve-se diferença de até 20%.

Segundo esses autores, a menor resistência ao cortante das vigas de CAA decorreu do

menor teor de agregados graúdos desses concretos. Por outro lado, nas vigas de Cuenca,

Serna e Pelufo (2009), com taxa geométrica de armadura longitudinal de cerca de 3% e

taxa geométrica de armadura transversal mínima (0,17%), as resistências foram

praticamente iguais para as vigas de CAA e de concreto vibrado.

5.3.2 – Vigas de Concreto Protendido

Em geral, as flechas das vigas de concreto auto-adensável foram maiores que as

das vigas de concreto vibrado. Gross, Yost e Gaynor (2007) encontraram, para a idade de

300 dias, flechas maiores para as vigas de concreto auto-adensável. Erkmen, Shield e

French (2007) e Wehbe et al (2009) também encontraram flechas maiores para as vigas de

CAA. Já Zia, Nunez e Mata (2005) encontraram a mesma flecha inicial para as vigas dos

dois tipos de concreto e comportamento semelhante sob carga. Nas vigas de Naito et al.

215

(2005), verificou-se flecha inicial maior para a viga de concreto vibrado, mas a flecha total

nas vigas sob carga foi maior nas vigas de CAA. Em geral, os resultados de flechas foram

coerentes com os do módulo de elasticidade e os de perda de protensão.

Erkmen, Shield e French (2007) encontraram valores de comprimentos de

transferência em vigas de concreto vibrado menores do que nas vigas de CAA; Naito et al.

(2005) encontraram valores de comprimentos de transferência semelhantes para as vigas

dos dois tipos de concreto.

O comportamento das vigas protendidas de concreto auto-adensável sob efeito de

carregamento foram analisadas por Naito et al. (2005), Burgueño e Bendert (2007), Choulli,

Mari e Cladera (2008) e Wehbe et al. (2009). Nas vigas ensaiadas que apresentaram

ruptura por flexão, não houve diferença de comportamento relevante entre as vigas dos dois

tipos de concreto. Nas vigas ensaiadas por Choulli, Mari e Cladera (2008), com ruptura por

cortante, verificou-se maiores flechas nas vigas de CAA após a fissuração e resistência ao

cortante até cerca de 20% menor nas vigas de CAA.

5.3.3 – Pilares

Nos estudos envolvendo pilares armados de concretos auto-adensável e vibrado,

com exceção dos pilares de concreto de alta resistência ensaiados por Sonebi et al,

verificou-se maior ductilidade nos pilares de CAA. Os pilares de concreto auto-adensável

ensaiados por Lin et al. (2008) apresentaram fissuração menor que os de concreto vibrado.

5.3.4 – Outros elementos

Ensaios de ligações viga-pilar e de cisalhamento direto, como no caso dos de vigas

com ruptura por cortante, apontaram desempenho do CAA inferior ao do concreto vibrado

de mesma faixa de resistência à compressão.

216

5.4. CONSIDERAÇÕES FINAIS

Em face dos diferentes tipos de materiais e das suas proporções que podem ser

usados nos CAA, fica impossível avaliar suas propriedades por meio de expressões

genéricas aproximadas, sendo indispensável que a sua aplicação seja precedida de

adequada caracterização.

O potencial de fissuração decorrente da deformação restringida depende do

desenvolvimento da resistência e do módulo de elasticidade do concreto, da retração, da

deformação lenta e da relaxação do concreto, parâmetros que dependem da composição,

tipos e teores de cimento, adições e aditivos e tipo e teor de agregados graúdos. Para os

CAA, com maior teor de finos, é de particular relevância que se faça uma cura por vários

dias, para que a fissuração não venha a prejudicar o seu potencial de prover as estruturas

de maior durabilidade.

Embora o dimensionamento de elementos de CAA possa ser feito adotando os

mesmos procedimentos usados para os de concretos vibrados, há que se atentar para a

tendência dos CAA terem menor módulo de elasticidade, maior retração e deformação lenta

que os vibrados de mesma resistência à compressão. A avaliação adequada das

deformações instantâneas e ao longo do tempo de um elemento estrutural é de extrema

importância, principalmente nos elementos protendidos.

Investigação adicional sobre a resistência ao cortante de vigas de CAA com baixas

taxas de armadura longitudinal e transversal seria bem-vinda.

217

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