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7/23/2019 Durabilidade das estruturas
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12 0 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
4. 6 Pode-se controlar
o
coeficiente
d e
expansão térmica
do
concreto?
E m
caso positivo, como?
4. 7 Q u a i s
sã o a s
taxas t íp icas para
a
deformação
de
re t ração
po r
secagem
e
p a r a
a
defor-
ma ç ã o p or fluência no concreto e qual é su a impor tância? Qual é a semelhança ent re esses
dois fenômenos?
4. 8 O q u e s e enten de pelos termos
fluência básica, fluência específica, fluência po r secagem
e coeficiente
de
fluência?
4. 9 L i s t e os fa tores mais impor tantes q u e a f e t a m a re t ração po r secagem e a f luência e ex-
pl ique quando os efeitos s ão s e me l h a n t e s ou opostos.
4 . 1 0 Q u e fa tores afe tam somente a fluência e p o r quê?
4 . 1 1 Qual
é a
impor tância
do
termo espessura teórica?
4 . 1 2 Além
da
ma g n i t u d e
d a
deformação
p or
re t ração,
q u e
out ros fa tores determinam
o
risco
de fissuração e m u m e lemento de concreto?
4 . 1 3 Qual é a ut i l idade do conceito de
extensibilidade
P o r q u e o concreto de a l ta res is tên-
cia é mais propenso à f i ssuração d c q u e o concreto de baixa resistência?
4 . 1 4 D e forma ideal, do ponto de vis ta da res is tência à fissuração, o concreto deveria t e r
baixa re t ração e alta extensibilidade. D ê exemplos q ue demonst rem p o r q u e isso pode n ã o
se r possível n a prática.
4 . 1 5 Qual é a impor tância da capacidade de deformação à tração? Como pode se r determi-
nada?
Referências
1 . Hsu . T .C ., F. 0 . Slate, G . M . S tu rman a n d G . Winter. J. ACI Proc., v. 60, n. 2, pp. 209-223,1963:
Shah, S.P. , and F. O. Slate. Proceedings of a Conference on Structure of Concrete, Brooks, A . E . a n d
K.
Newman ,
e d s . . Cement and Concrete Association,
Wexham Springs, Slough,
I ) , K , p p
82-92.
1968 .
2 . J . Glucklich, ibid.. p p 176-189,1968.
3.
Powers,
T . C . . Rev. Mater. Construct. (Paris), n . 545 , pp .
79-85,1961.
4. Hermite, R . L. , Proceedings of theFourth International Symposium on Chemistry of Cements, N a-
tional Bureau of Standards, Washington, D.C ., pp . 659-694, 1962.
5.
Neville,
A . M . . Mag.
Concr. Res.(London).
v. 16, n. 46, pp.
21-30,1964.
6. Troxell, G.E., J . M. Raphael. and R . E. Davis, Proc. ASTM, v . 58 , pp . 1101-1120,1958.
7. Nasser, K. W.. and A. M. Neville. J. ACI Proc.. v. 64, n. 2, pp. 97-103,1967.
8.
Carlson,
R .W.. D. L.
Houghton.
a n d M . , -J. ACI
Proc..
v . 76 . n .7 ,
pp.821-837,1979.
9. Houghton. D. L. . J. ACI Proc.. v. 73. n. 12, pp. 691-700,1976.
Sugestões para Estudos dicionais
A CI Committee Report 207—1R-96. Mass Concrete. A CI Manual of Concrete Practice, American Con-
crete Institute. Farmington Hills. M I. 2005.
A CI Committee Report 209R-2, Prediction of Creep. Shrinkage an d Temperature Effects i n Concrete
Structures, A CI Manual of Concrete Practice, Ame rican Concrete Insti tute, Farmingt on Hills, MI ,
2005.
Brooks, A. E. , and K. Newmart, e d s . , T h e S t ruc tu re of Concrete, Proceedings of International Confe-
rence, London. Cement a nd Concrete Association, Wesham Springs, Slough, U. K., pp . 82-92.176-
189 .
319-447,1968.
Neville, A . M . Properties of Concrete, Wiley, N ew York: 1996 .
Capítulo
Durabilidade
presentação
Os projetistas d e estruturas de concreto apresentam muito interess e pelas carac-
terísticas d e resistência d o material. Entretanto, p or diversas razões, é necessário
que se tenha consciência da sua dura bilidade. Mesmo considerando que um con-
creto adequadamente dosado, lançado
e
curado pode
se r
durável
na
maioria
dos
ambientes naturais e industriais, casos d e deterioração prematura da s estruturas
de concreto podem ocorrer trazendo lições valiosas para controle do s fatores res-
ponsáveis pela falta d e durabilidade.
A água normalmente está presente em todo tipo de deterioração, e a facilidade
com que
penetra
no s
sólidos porosos determina
a
taxa
de
deterioração. Assim,
no
começo deste capítulo, descrevem-se a estrutura e as propriedades d a água com re-
ferência especial ao seu efeito destrutivo sobre o s materiais porosos. N a seqüência,
apresentam-se os fatores qu e controlam a permeabilidade da pasta de cimento,
agregado
e
concreto.
Os efeitos físicos qu e influenciam negativamente a durabilidade d o concreto in -
cluem desgaste da superfície, fissuração devida à cristalização d e sais n os poros e
exposição a temperaturas extremas, como durante a ação do congelamento ou fogo.
Os
efeitos químicos deletérios incluem
a
lixiviação
da
pasta
de
cimento
po r
solu-
ções ácidas e reações expansivas envolvendo ataque p or sulfato, reação álcali-agre-
gado e corrosão da s armaduras no concreto. A importância, as manifestações
físicas, os mecanismos e o controle d as diversas causas d a deterioração d o concreto
sã o discutidos e m detalhes. U m modelo holístico d a deterioração d o concreto t a m -
bém é apresentado.
Atenção especial é dada ao desempenho do concreto em ambiente marinho.
Como numerosas causas físicas e químicas da deterioração ocorrem simultanea-
mente quando a estrutura de concreto é exposta à água do mar, o estudo do com-
portamento
do
concreto
em
ambiente mari nho oferece
um a
oportunidade excelente
para compreender a complexidade do s problemas da durabilidade qu e normal-
mente ocorrem com o concreto n a prática.
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12 2 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
5 1
Definição
U m a vida útil longa é considerada sinônimo de durabilidade. Como a durabi-
lidade sob um conjunto de condições nã o significa necessariamente durabili-
dade sob um outro, costuma-se incluir u m a referência geral ao meio ambiente
quando se define a durabilidade. De acordo com o ACI Committee 201, a
du-
rabilidade do concreto de cimento Portland é definida como s ua capacidade de
resistir à ação d e intempéries, ataque químico, abrasão, ou qualquer outro pro-
cesso de deterioração. Em outras palavras, u m concreto durável preservará
su a forma, qualidade e capacidade de uso originais quando exposto a o ambiente
de uso para o qual fo i projetado.
Nenhum material
é
propriamente durável. Como resultado
de
interações
ambientais, a microestrutura e, conseqüentemente, suas propriedades mudam
com o
tempo.
U m
material atinge
o f im de sua
vida útil quando suas proprie-
dades. so b determinadas condições de uso. tiverem se deteriorado de tal forma
que a
continuação
de sua
utilização
se
torna insegura
e
antieconômica.
5 2
Importância
P or diversas razões, atualmente tem-se consciência qu e projetistas de estru-
turas devem avaliar as características de durabilidade do s materiais de cons-
trução com tanta atenção quanto outros aspectos, como propriedades
mecânicas e custo inicial. Primeiro, deverá haver u m melhor entendimento das
implicações sócio-econômicas da durabilidade, pois o custo de reparo e substi-
tuição d as estruturas p or falhas n os materiais tornou-se u m a pa rte substancial
do orçamento total da construção. Po r exemplo, estima-se que , em países in -
dustrialmente desenvolvidos, cerca de 40% do total do s recursos d as indústrias
da construção estão sendo aplicados em reparo e manutenção de estruturas
existentes e apenas 60% em novas instalações. O crescimento do s custos en -
volvendo a reposição de estruturas e a crescente ênfase no custo do ciclo de
vida, mais do que no custo inicial, estão forçando os engenheiros a darem mais
atenção às questões de durabilidade. H á também u m a percepção de que há
u m a
relação muito próxima entre
a
durabilidade
do s
materiais
e a
ecologia.
A
conservação de recursos naturais através de materiais de construção dura-
douros
é,
portanto,
um a
atitude ecológica. Problemas
c om
estruturas
em aço de
plataformas marítimas n a Noruega, Terra Nova, e e m outras partes do mundo
tê m
mostrado
qu e
custos sociais
e
econômicos associados
à
falhas inesperadas
do s materiais de construção podem s er muito altos*. P or essa razão, o uso do
concreto
tem se
ampliado muito
em
ambientes agressivos, como
as
platafor-
m as marí t imas no Mar do Norte e contêíneres para armazenagem de gases li-
quefeitos
a
temperaturas criogênicas.
* Em 27 de
março
de 1980,
Alexander Kjeland,
uma
plataforma
de
extração
de
petróleo
em aço na
costa
de
Stavanger
(Mar do
Norte), desabou repentinamente, causando
a
morte
de 123
pessoas. Logo
(IDOS estrutura
em aço de uma
plataforma oetrolífera marítima oróxima
a
Terra
Durabilidade 123
5 3
Observações Gerais
Antes de se discutir aspectos importantes da durabilidade do concreto, algumas
considerações gerais s ão úteis. Primeiramente, a água, que é agente fundamental
tanto da criação quanto da destruição d e muitos materiais naturais, costuma se r
o fator central para a maioria dos problemas da durabilidade no concreto. Nos só-
lidos porosos, sabe-se q ue água é a causa de muitos tipos d e
processos físicos
da de-
gradação.
Como veículo para trans porte de íons agressivos, a água pode se r
também a fonte d e processos químicos de degradação. E m segundo lugar, os fenô-
menos físico-químicos associados ao transporte de água em sólidos porosos são
controlados pela permeabilidade do sólido. Po r exemplo, a taxa de deterioração
química dependerá do local d e atuação do ataque químico, se ele está restrito à
superfície do concreto ou se ele também incide n a su a porção interna. Em terceiro
lugar, a taxa de deterioração é afetada não só pelo tipo e concentração d e íons pre-
sentes n a água. como também pela composição química do sólido. Ao contrário d e
rochas naturais e minerais, o concreto
é um
material essencialmente alcalino, por-
qu e todos compostos d e cálcio qu e constituem o s produtos d e hidratação do cimento
sã o alcalinos. Assim, águas ácidas s ão particularmente danosas para o concreto.
A maior parte do nosso conhecimento sobre os processos físico-químicos res-
ponsáveis pela deterioração d o concreto deriva do histórico d e casos d e estruturas
em campo; é difícil simular em laboratório a combinação da s condições de longo
prazo normalmente presentes n a vida real. N a prática, a deterioração d o concreto
raramente se deve a u m a única causa. Normalmente, em um estágio avançado d e
degradação
d o
material,
h á
mais
do que um
fenômeno deletério agindo.
E m
geral,
as causas físicas e químicas d a deterioração estão t ão interligadas e mutuamente
se
reforçando,
q ue
separar
as
causas
do s
seus efeitos
se
torna muitas vezes
im -
possível. Assim, u m a classificação dos processos d e deterioração do concreto em ní-
tidas
e
separad as categorias deve
s er
vista
co m
certa precaução.
O
propósito
de tal
classificação é de explicar os diferentes fenômenos d e forma sistemática e indivi-
dual.
No
entanto,
não se
devem negligenciar
as
interações
qu e
ocorrem quando
muitos fenômenos estão presentes si multanea mente.
5 4 A
Água como gente
d e
Deterioração
O concreto não é o único material vulnerável a os proc essos físicos e químicos de de-
terioração associados à água. Portanto, é aconselhável rever as características da
água que em geral fazem dela o principal agente d e destruição d e materi ais sólidos.
A água, em suas variadas formas, como água do mar, subterrânea, de rio, de
lago,
de
neve, gelo,
de
chuva
e de
vapor,
é, sem
dúvida,
o
mais abundante fluido
na na tureza. Moléculas d e água s ão muito pequenas e , assim, conseguem penetrar
em
cavidades
o u
poros extremamente finos. Como solvente,
a
água
s e
destaca
por
su a capacidade d e dissolver muito mais substâncias do que qualquer outro líquido
conhecido. Essa propriedade justifica
a
presença
de
muitos íons
e
gases
em
algu-
m as águas, que, por sua vez, tornam-se fundamentais para a decomposição de ma-
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12 4 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
teriais sólidos. Entre os líquidos comuns, a água é também o que possui o mais
alto calor de evaporação; assim, em condições normais de temperatura, el a tende
a permanecer em estado líquido dentro d e u m material poroso em vez de evapo-
r a r e deixar o material seco. Além disso, em sólidos porosos, os movimentos da
umidade interna
e
transformações estruturais
da
água
sã o
conhecidos
p or
causar
ruptura devido à variações volumétricas de muitas formas. P or exemplo, o conge-
lamento da água, a formação d e u m a estrutura ordenada de água dentro de poros
finos, o desenvolvimento d e pressão osmótica devido a diferenças n a concentração
iônica e a pressão hidrostática formada po r pressões diferenciais d e vapor podem
levar a altas tensões internas. U m a breve revisão da estrutura molecular d a água
será útil para compreender esses fenômenos.
5.4.1 A estrutura da água
A molécula H- O- H possui u m a ligação covalente. Devido a diferenças d os centros
de
carga
do
hidrogênio
e do
oxigênio,
o
próton
do íon de
hidrogênio carregado
po -
sitivamente da molécula de água atrai os elétrons carregados negativamente das
moléculas de água ao seu redor. Essa força de atração, relativamente fraca, cha-
mada
ponte de hidrogênio, é
responsável pela
estrutura ordenada da água.
A maior manifestação d a ordem de longo alcance n a estrutura da água devido à
ponte d e hidrogênio é percebida n o gelo (Figura 5-la). No gelo, cada molécula d e água
(a
, <b)
Figura 5-1 (a) E s t ru tu ra do gelo [Pauling, L .. The Nature of Chemical Bond, 3d . Cornell Univer-
sity, 1 9 6 0 . Usada com permissão do editor, Cornell University Press]; ( b) E s t ru tu ra de moléculas de
água orientadas e m u m microporo [Winkler, E . M . , Stone: Properties, Durability in Man's Environ-
ment, Springer-Verfag, N ew York,1973].
A estrutura e propriedades da água são afetadas pela temperatura e pelo tamanho dos poros em um sólido.
Durabilidade 125
é circundada po r quatro moléculas, de forma que o grupo possui u m a molécula no
centro e as outras quatro no s vértices de um tetraedro. E m todas as três direções,
as moléculas e os grupos da s moléculas permanecem unidos po r ponte de hidro-
gênio. O gelo derrete a 0°C quando aproximadamente 15% das pontes de hidro-
gênio s e rompem. Como resultado d a ruptura parcial n a direcionalidade da ligação
tetraédrica, cada molécula
d e
água pode adquirir mais
do que
quatro vizinhos
pró-
ximos, com a densidade crescendo de 0 ,917 para 1. A reversibilidade do processo
responde pelo fenômeno d a água líquida se solidificar, expandindo-se em vez
de se retrair .
Comparada à estrutura do gelo, a água à temperatura ambiente te m aproxi-
madamente
50% das
pontes
de
hidrogênio rompidas.
O s
materiais,
no
estado
de
ligações rompidas, apresentam cargas superficiais desequilibradas, promovendo
energia superficial. A energia superficial e m líquidos causa tensão superficial, que
é
responsável
por um
grande número
de
moléculas aderirem entre
si . E a alta ten-
são superficial da água
(definida como a força necessária par a separar as molécu-
l as de água) qu e dificulta s u a atuação como u m agente plastificante eficiente n a
mistura de concreto, a menos que se adicionem aditivos químicos adequados para
reduzir a tensão superficial.
Sabe-se
que a
formação
de
estrutura orientada
da
água pelas pontes
de
hidro-
gênio no s microporos causa expansão em muitos sistemas. E m sólidos, a energia
superficial, devido a cargas desequilibradas, depende da área superficial; assim, a
energia superficial é alta quando h á numerosos poros finos presentes. Se a água é
capaz de permear po r esses microporos, e se as forças d e atração n a superfície dos
poros
sã o
fortes
o
suficiente para romper
a
tensão superficial
da
água
e
orientar
as moléculas para u m a estrutura ordenada (análoga à estrutura de gelo), essa
água orientada ou ordenada, sendo menos densa que a água livre, necessitará de
mais espaço
e ,
assim, tende
a
causar expansão (Figura 5-lb).
5 5
Permeabilidade
No concreto, o papel da água t em de ser visto s o b u m a perspectiva adequada, por -
que , como é u m ingrediente necessário para as reações da hidratação do cimento
e atua como agente facilitador da mistura do s componentes do concreto, a água
está presente desde o início. Gradualmente, dependendo d as condições ambien-
tais
e da
espessura
do
elemento
de
concreto,
a
maior parte
da
água evaporável
(toda a água capilar e u m a par te da água adsorvida) é perdida, deixando o s poros
vazios ou não saturados. Como a água é evaporável, passível de congelamento e
também livre para movimentos internos, u m concreto n ão será vulnerável a fenô-
menos destrutivos relacionados à água se houver pouca ou nenhuma água evapo-
rável após
a
secagem
e se a
exposição subseqüente desse concreto
ao
meio
ambiente nã o causar re-saturação do s poros. A re-saturação depende, em grande
parte, da
condutividade hidráulica,
qu e também é conhecida como
coeficiente
de
permeabilidade (K).
Observa-se que , na tecnologia do concreto, a prática comum é
omitir o adjetivo e se referir a K simplesmente como permeabilidade.
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12 6 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
Garboczi
1
fez uma revisão d as várias teorias qu e tentavam relacionar os parâ-
metros microestruturais do s produtos do cimento com a difusividade (a taxa de
difusão d os íons através de poros preenchidos de água) ou com a permeabilidade
(a taxa do fluxo viscoso de fluidos sobre pressão através da estrutura de poros).
Para materiais como
o
concreto,
c om
numerosas microfissuras,
é
difícil determ inar
um
fator
da
propriedade
de
transporte
de
fluido
satisfatório po r causa do efeito de
alterações imprevisíveis n a estrutura do s poros quando d a penetração de um fluido
externo. Deve-se observar que a propriedade de transporte de fluido d o material
está e m contínua mudança po r causa do s ciclos d e estreitamento ou alargamento
do s
poros
e
microfissuras decorrentes
da s
interações físico-químicas
qu e
ocorrem
entre o fluido penetrante e os compostos da pasta de cimento. D e acordo com
Garboczi, as
previsões
de
difusividade necessitam maior desenvolvimento
e
vali-
dação antes
que se
possa provar
sua
utilidade prática.
Assim, a discussão neste
texto será limitada à permeabilidade do concreto. Entretanto, sugere-se qu e esse
termo
se
refira,
n o
geral,
à
propriedade
de
transporte
do
fluido total
do
material.
Define-se
permeabilidade
como a propriedade q ue governa a taxa de fluxo de um
fluido através d e u m sólido poroso. Para
fluxo contínuo
, o coeficiente de permea-
bilidade
(K)
é calculado pela expressão d e Darcy.
dg _ g AHA
dt hji
dql dt
- taxa de fluxo d o fluido
U =
viscosidade
do
fluido
AH = gradiente de pressão
A = área da superfície
L
= espessura do sólido
O
coeficiente
d e
permeabilidade
de um
concreto
a
gases
e
vapor
de
água
é
muito
mais baixo do que o coeficiente d e permeabilidade a água líquida. Assim, ensaios
para medida de permeabilidade, geralmente, sã o realizados usando água que não
contenha a r dissolvido. Salvo outr as condições, o s dados deste capítulo s e referem
à permeabilidade do concreto c om água pura. Devido à s suas interações c om pasta
de
cimento,
os
valores
da
permeabilidade para soluções contendo íons
sã o
dife-
rentes da permeabilidade da água.
5.5 .1 Permeabilidade da pasta d e cimento endurecida
N a pasta de cimento endurecida, em qualquer estágio durante o processo da hi-
dratação, o tamanho e a continuidade do s poros controlarão o coeficiente de per -
meabilidade. Conforme discutido no Capítulo 2, a água de amassamento é
indiretamente responsável pela permeabilidade da pasta d e cimento hidratada,
porque se u teor determina, primeiramente, o espaço total e, subseqüentemente, o
espaço
n ão
preenchido depois
de a
água
te r
sido consumida pelas reações
da hi-
Durabiíidade
127
dratação do cimento ou pela evaporação para o ambiente. O coeficiente de per -
meabilidade d e u m a pasta de cimento recém-misturada é da ordem de IO"
1
a
IO"
5
cm/s . Com o desenvolvimento da hidratação, t ã o logo a porosidade capilar de -
cresce,
o
coeficiente
d e
permeabilidade também diminui (Tabela
5-1),
porém
não
existe u m a proporcionalidade direta entre os dois. Po r exemplo, quando a porosi-
dade capilar diminui de 40 para 30% (Figura 2-11), o coeficiente d e permeabilidade
TABELA
5-1
Redução
n a
permeabilidade
com a
evolução
da hidratação em uma pasta d e cimento de a/c igual a 0,7.
Coefic iente de pe rm e a bi l ida de
( c m / s x 1 0 ' " )
4.000
1 .000
4 0 0
50
10
6
FONTE: Powers,
T . C . ;
Copeland,
L . E . ;
Hayes, -J.C.; Mann,
H . M . ,
J. ACI, Proc, v. 5 , pp. 285-298,1954.
ca i muito mais (isto é, de cerca de 110 para 20 x IO
12
cm/s). Entretanto, u m decrés-
cimo adicional n a porosidade de 30 a 20% resulta em apenas u m a pequena queda
na
permeabil idade. Isso porque,
n o
início,
com o
desenvolvimento
d o
processo
de hi-
dratação, mesmo u m a pequena diminuição n a porosidade capilar total é associada
a u m a segmentação considerável n os poros grandes, reduzindo muito o tamanho e
o número de canais de fluxo n a pasta de cimento. Tipicamente, cerca de -30% da po-
rosidade capilar representa u m ponto n o qual as interconexões entre os poros já se
encontram
tã o
tortuosas,
que um
maior decréscimo
n a
porosidade
da
pasta
não é
acompanhado p o r u m a diminuição substancial no coeficiente d e permeabilidade.
Em geral, quando a relação água/cimento é alta e o grau de hidratação é baixo,
a pasta de cimento terá u m a porosidade capilar alta. El a conterá u m número re -
lativamente alto de poros grandes e bem conectados e, assim, se u coeficiente de
permeabilidade será alto.
Com o
desenvolvimento
da
hidratação,
a
maioria
dos
poros terá seus tamanhos reduzidos (exemplo, 100 nm ou menos) e perderão suas
interconexões, reduzindo, assim, a permeabilidade. O coeficiente de permeabili-
dade da pasta de cimento, quando os vazios capilares, e m s u a maioria, são pe-
quenos e não interconectados, é da ordem de IO
12
cm/s . Como já mencionado, com
pastas
de
cimento convencionais,
a
descontinuidade
n a
rede capilar
se dá
quando
a porosidade capilar é de cerca de 30%. Com relações água/cimento de 0,4; 0,5; 0,6
e 0,7 em pastas de cimento, isso acontece normalmente em 3, 14, 180, e 365 dias
de cura úmida, respectivamente. Como a relação água/cimento n a maioria das do-
sagens de concreto raramente excede 0,7, teoricamente, com concretos be m cura-
dos, a pasta de cimento nã o deveria ser o principal fator a contribuir para o
coeficiente
d e
permeabilidade
do
concreto.
Idade (dias)
Estado fresco
5
6
8
13
24
Final
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 5/39
1 2 8
Microestrutura
e
Propriedades
do
Concret o Endurecido
5.5.2 Permeabilidade d o agregado
Comparado
aos 30 a 40% de
porosidade capilar
d e u m a
pasta
de
cimento comum
no
concreto endurecido,
o
volume
de
poros
n a
maioria
do s
agregados naturais fica
abaixo de 3% normalmente e raramente excede 10%. Assim, espera-se que a per-
meabilidade
do
agregado seja muito menor
do que a de uma
típica past ade cimento.
TABELA 5- 2 Comparação entre a permeabilidade d e rochas e pastas d e cimento.
Relação água/cimento de
pas ta h id ra tada com o mesmo
coeficiente de permeabilidade
ÕJ8 '
0 ,42
0 ,48
0 ,66
0 ,70
0 , 7 1
0 ,71
FONTE: Powers. T . C . , J. Am. Ceram. Soe. , v . 4 , n . L pp . 1 -5 , 1958 .
N o
entanto, esse pode
n ã o s e r
necessariamente
o
caso. Dados
de
permeabilidade
de
algumas rochas naturais
e
pastas
de
cimento (Tabela
5-2)
indicam
que o
coefi-
ciente de permeabilidade do s agregados é tão variável quanto o d a s pastas de ci-
mento hidratadas
de
relação água/cimento
n a
faixa
de 0,38 a 0,71.
Embora
o
coeficiente
de
permeabilidade
do
mármore, rochas vulcânicas,
dio-
rito, basalto
e
granitos densos seja normalmente
da
ordem
de 1 a 10 x IO'
12
cm/s.
algumas variedades de granito, calcário, arenito e cherts apresentam valores duas
vezes mais altos
e m
ordem
de
magnitude.
O
motivo
d e
alguns agregados
com ape-
nas 10% de
porosidade apresentarem permeabilidade muito mais alta
do que a
pasta
de
cimento
é que o
tamanho
do s
poros capilares
n o
agregado
é
normalmente
muito maior.
A
maior parte
da
porosidade capilar
na
pasta
de
cimento hidratada
fica
n a
faixa
de 10 a 100 nm,
enquanto
que a
dimensão
d os
poros
n o
agregado,
em
média, apresenta-se maior
que 10 um. Em
alguns tipos
de
chert
e
calcário,
a dis-
tribuição
do
tamanho
do s
poros envolve
u m
teor considerável
de
poros finos.
Sua
permeabilidade pode
se r
baixa,
m a s
esses agregados
sã o
vulneráveis
à
expansão
e fissuração associadas a movimentos muito lentos de umidade e à pressão hi -
drostática resultante.
5 . 5 . 3 Permeabilidade d o concreto
Teoricamente,
com a
introdução
de
partículas
de
agregados
de
baixa permeabili-
dade e m u m a pasta de cimento d e alta permeabilidade (especialmente c om pastas
contendo alta relação água/cimento,
n as
primeiras idades, quando
a
porosidade
capilar
é
alta), espera-se reduzir
a
permeabilidade
do
sistema, porque
as
partícu-
l as do
agregado devem interceptar
os
canais
de
fluxo
n a
matriz
da
pasta
de ci-
mento. Assim, comparados à pasta de cimento pura, u m a argamassa ou um
Tipos de Rocha
Coeficiente de
permeabilidade (cm/s)
Basalto denso 2 . 4 7 10
;2
Quar tzo d io r ito S .24x l0 '
12
M á r m o r e 2 . 3 9 x l 0 '
l :
M á r m o r e 5 .77 x 10 '
10
Gran i to 5 .35 x IO'
9
Aren i to 1 .23x l0 '
s
G r a n i t o 1 .56 x l 0
s
Durab i l idade 1 2 9
concreto
com a
mesma relação água/cimento
e
grau
de
maturidade devem
t e r um
coeficiente
de
permeabilidade menor. Entretanto,
n a
prática, isso
nã o
acontece,
como indicam dados
d e
ensaio.
O s
dois conjuntos
d e
dados*
n a
Figura
5- 2
mostram
claramente
que a
incorporação
de
agregado
à
pasta
de
cimento
ou
argamassa
Dimensão máxima do ;
4 ' / 2 i n
( 1 1 4 m m )
1 100 I-
50.000
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
Relação água/cimento
(a)
30 „
/
20 -g
-
10 «
4,8 mm
^ ò
/
3 -
Pasta
de
X
/cimento
o
1 •*
1 0 0
50
0 , 4 0 5 0 , 6 0 , 7 0 , 8 0 , 9 1 . 0
Relação água/cimento
(b )
Figura 5- 2 Influência da relação água/cimento e da dimensão máxima do agregado n a permea-
bilidade do concreto: ( a) Kqéa medida relativa do fluxo de água através do concreto e m metros cú -
bicos por ano por metro quadrado de área para um a unidade de gradiente hidráulico [(a) Concrete
Manual, 8ed., U.S. Bureau of Reclamation, 1975, p. 37, (b) adaptado de Beton-Bogen. Aalborg
Cement. Aalborg. Denmark, 1979].
A permeabilidade do concreto à água depende principalmente da relação água/cimento (que deter-
mina o tamanho, o volume e a continuidade dos vazios capilares) e da dimensão máxima do agregado
(que influencia as microfissuras na zona de transição entre o agregado graúdo e a pasta de cimento).
aumenta consideravelmente
a sua
permeabilidade.
D e
fato, quanto maior
a di-
mensão
do
agregado, maior será
o
coeficiente
d e
permeabilidade. Tipicamente,
os
coeficientes
de
permeabilidade para
u m
concreto
de
resistência moderada
(con-
tendo agregado co m dimensão máxima de 38 mm, consumo de 356 kg/m
3
de ci-
mento
e
relação água/cimento
de 0,5) e
concreto
de
baixa resistência usado
em
barragens (contendo agregado
de 75 a 150 mm, 148
kg/m
3
de
cimento
e
relação
água/cimento
0 ,75)
ficam
n a
ordem
de 1 x IO'
10
e 30 x 10-
10
cm/s ,
respectivamente.
A
explicação
do
motivo pelo qual
a
permeabilidade
da
argamassa
ou do con-
creto s er maior do que a permeabilidade da pasta de cimento correspondente está
n a s
microfissuras normalmente presentes
n a
zona
d e
transição
n a
interface entre
o
agregado
e a
pasta
de
cimento. Como descrito
n o
Capítulo
2 , a
dimensão
do
agre-
gado
e a sua
distribuição granulométrica afetam
a
característica
de
exsudaçào
da
mistura de concreto que , por sua vez , influencia a zona de transição n a interface.
Durante
o
período
d e
hidratação inicial, essa zona
de
transição
é
fraca
e
vulnerá-
vel à
fissu ração devido
ao s
esforços diferenciais entre
a
pasta
de
cimento
e o
agre-
Ã
O coeficiente de permeabilidade nas unidades SI é expresso como kg/Pa.m.s, que é aproximada-
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 6/39
Microestrutura
e
Propriedades
do
Concreto Endurecido
gado, que são induzidos pela retração po r secagem, pela retração térmica e pelo
carregamento aplicado externamente. A s fissuras n a zona de transição na inter-
face sã o muito pequenas para serem vistas a olho nu , mas são maiores do que
grande parte d as cavidades capilares presentes n a matriz da pasta de cimento.
Mais tarde, a propagação dessa s microfissuras estabelece a s interconexões que se
tornam favoráveis a o aumento da permeabilidade do sistema.
Devido
à
importância
da
permeabilidade para
os
processos físico
e
químico
de
deterioração d o concreto, q ue serão descritos adiante, é aconselhável u m a breve re -
visão
do s fatores
que
controlam
a
permeabilidade do
concreto. Devido
a o
fato
de a
resistência e a permeabilidade estarem relacionadas entre si através da porosi-
dade capilar (Figur a 2-11), como u m a primeira aproximação, os fatores que in-
fluenciam a resistência do concreto (Figura 3-14) também influenciam sua
permeabilidade. U m a redução n o volume do s grandes vazios capilares (por exem-
plo , >100 nm) da matriz da pasta reduzirá a permeabilidade. Isso é possível
usando-se u m a baixa relação água/cimento, um consumo adequado de cimento e
u m a cura e a densamento apropriados. D a mesma forma, devida atenção à di-
mensão e granulometria do agregado, deformações causadas p or retrações térmi-
cas e por secagem e um carregamento prematuro ou excessivo representa u m passo
necessário para reduzir a microfissuração n a zona de transição na interface, que
é a
principal causa
de
alta permeabilidade
do
concreto,
na
prática.
Por f im,
deve-
se destacar que a tortuosidade da passagem do fluxo d e fluido q ue determina a
permeabilidade também depende da espessura do elemento d e concreto.
6
Classificação
d as
Causas
d a
Deterioração
d o
Concreto
Mehta e Gerwick
2
agruparam as causas físicas da deterioração do concreto (Fi-
gura 5-3) em duas categorias: (a ) desgaste superficial ou perda de massa devido à
abrasão, erosão
e
cavitação;
(b)
fissuração devida
a
gradientes normais
de
tempe-
ratura e umidade, cristalização de sais no s poros, carregamento estrutural e ex-
posição
a
temp eratur as extremas, como congelamento
ou
fogo.
D e
maneira similar,
conforme discutido adiante neste capítulo, os autores agruparam causas quími-
cas da
deterioração
e m
três categorias:
(1)
hidrólise
de
componentes
da
pasta
por
água mole; (2) reações de troca catiônica entre fluidos agressivos e a pasta de ci-
mento; e (3) reações químicas levando à formação de produtos expa nsivos, como no
ataque po r sulfato, reação álcali-agregado e corrosão d a armadura no concreto.
Deve-se enfatizar mais uma vez que a distinção entre as causas físicas e quí-
micas d e deterioração é puramente arbitrária. N a prática, a s duas freqüentemente
se superpõem. Po r exemplo, a perda de massa po r desgaste superficial e a fissu-
ração aumentam a permeabilidade do concreto, tornando-se a causa primária de
um ou mais processos d e deterioração química. D a mesma forma, os efeitos noci-
vos dos fenômenos químicos s ão físicos; po r exemplo, a lixiviação do s componentes
da pasta de cimento endurecida p or água mole o u fluidos ácidos aumen tará a po-
rosidade do concreto, tornando o material mais vulnerável à abrasão e erosão.
3
O
ÍI
131
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 7/39
13 2 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
A
fissuração
d o
concreto decorrente
de
gradientes normais
de
temperatura
e
umidade fo i discutida no Capítulo 4 . O ACI Committee 224.3 também publicou
u m estudo abrangente sobre as causas, os mecanismos e o controle de fissuração
no
concreto.
A
deterioração
do
concreto
po r
desgaste superficial, cristalização
de
sais n os poros, ciclos gelo-degelo, fogo e o s vários processos químicos mencionados
sã o discutidos neste capítulo.
5 7
Desgaste Superficial
Perdas progressivas de massa da superfície do concreto podem ocorrer devido à
abrasão, erosão
e
cavitação.
O
termo
abrasão
geralmente
se
refere
a o
atrito seco.
como n o caso de desgaste em pisos e pavimentos industriais p or tráfego d e veícu-
los. O termo erosão normalmente é usado para descrever desgaste p or ação abra-
siva de fluidos contendo partículas sólidas em suspensão. A erosão ocorre em
estruturas hidráulicas, como, p or exemplo, revestimentos de canais, vertedores e
tubulações de concreto para transporte de água e esgoto. Outra possibilidade de
dano para estruturas hidráulicas é por cavitação que , relacionada à perda de
massa pela formação
d e
bolhas
de
vapor, provoca súbita mudança
de
direção
em
águas qu e fluem rapidamente, com subse qüente colapso d as estruturas.
A pasta de cimento endurecida nã o possui alta resistência a o atrito. A vida útil
do
concreto pode
s er
encurtada
po r
ciclos
de
atritos repetidos, especialmente
quando a pasta de cimento n o concreto é de alta porosidade o u baixa resistência e
é protegida inadequadamente com um agregado qu e possuiu resistência insufi-
ciente ao desgaste. Aplicando u m método d e ensaio especial, Liu
J
encontrou u m a
bo a correlação entre a relação água/cimento e a resistência à abrasão d o concreto
(Figura 5-4a). Dessa forma, para a obtenção de superfícies de concreto resistentes
à abrasão, o ACI Committee 20 1 recomenda que a resistência à compressão o con-
creto
n ão
deve
s er
menor
do que 28 MPa
(4000
psi).
Pode-se atingir
a
resistência
apropriada através d e u m a baixa relação água/cimento, adequada granulome tria
do s agregados miúdos e graúdos (dimensão máxima limitada a 25 mm), a mais
baixa consistência
(por
exemplo,
75 mm de
abatimento máximo) necessária para
lançamento e consolidação corretos e teor mínimo de ar, compatível com as condi-
ções d e exposição.
Quando
um
fluido contendo partículas sólidas
em
suspensão está
em
contato
com o concreto, a colisão, o escorregamento ou rolamento da s partículas causam
desgaste da superfície. A taxa de erosão superficial depende da porosidade ou da
resistência do concreto e da quantidade, tamanho, forma, densidade, dureza e ve-
locidade da s partículas em movimento. Se a quantidade e o tamanho dos sólidos
sã o pequenos, como o silte em um canal de irrigação, a perda po r erosão será des-
prezível para velocidades de até 1,8 m/s no fundo d o canal (velocidade mínima
para q u e u m a dada partícula possa se r transportada). Quando h á condições de
erosão o u abrasão severas, recomenda-se que , além do uso de agregados d e alta du-
reza, o concreto seja dosado para obter pelo menos 41 MPa de resistência à com-
pressão
aos 28
dias
e
curado adequadamente antes
de se r
exposto
ao
ambiente
Durabilidade
a/c = 0 ,72
10
8
6
4
0
Calcário
20 40 60
Tempo de ensaio, h
0 ,3 0 ,4 0 ,5 0 ,6 0 ,7 0 ,
Relação água/cimento
(a)
Figura 5 -4 (a) Influência da relação água/cimento e do tipo de agregado na deterio-
ração devida à abrasão/erosão no concreto; (b) dano po r cavitação no reves t imen to de
concreto e m u r a túne l de 12 ,5 m de d iâmetro n a B ar ragem de Glen Canyon [ (a) Liu ,
T . C . . -J. ACI, Proc., v. 78, n. 5, p. 346,1981; (b) fotografia cedida pelo U . S . B ureau o f Re-
clamation e William Scharf d a G u y F . Atkinson Construction Co .] .
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 8/39
134
Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
agressivo. O A CI Committee 20 1 recomenda ao menos sete dias de cura úmida
continua após o lançamento d o concreto.
Onde medidas adicionais para melhorar a durabilidade do concreto à abrasão
ou erosão s ão
necessárias,
é
aconselhável observar
que os
processos
d e
atrito físico
do concreto ocorrem n a superfície. Assim, atenção particular deve se r dada para
assegurar que ao menos o concreto na superfície seja d e alta qualidade. Para re-
duzir a formação de superfície fraca, chamada d e nata (o termo é usado para u m a
camada de partículas finas, extraída da pasta de cimento e do agregado), reco-
menda-se esperar a té o concreto te r perdido su a água da exsudação superficial
para o desempenamento e a regularização. Pavimentos ou pisos industriais para
cargas pesadas devem s er projetados para te r entre 25 e 75 mm de espessura na
camada superficial, consistindo de concreto dosado com baixa relação água/cimento
e com
agregado resistente
e de
dimensão máxima
de 12,5 mm. Por
causa
de sua
baixa relação água/cimento, o uso de concreto de superfície contendo adições ou
aditivos superplastificantes vem se tornando cada v ez mais comum contra a abra-
são ou erosão. Adições minerais, como sílica ativa, também sã o usadas para obter
alta resistência
e
impermeabilidade. Além
d e
tornar
o
concreto endurecido menos
permeável após a cura úmida, misturas de concreto fresco contendo adições mi -
nerais sã o menos suscetíveis à exsudação. A resistência à deterioração po r infil-
tração d e fluidos e a redução n o desgaste devido ao atrito também pode s er obtida
com a
aplicação
de
soluções endurecedoras
de
superfícies para pisos novos
bem
curados ou pisos velhos desgastados. As soluções mais comumente usadas para
esse fim são fluossilicato de magnésio e zinco, o u silicato d e sódio, q ue reagem com
o hidróxido d e cálcio presente n a pasta d e cimento Portland, formando produtos in -
solúveis qu e selam os poros capilares n a superfície ou próximos a esta.
Enquanto
o
concreto
de boa
qualidade apresenta excelente resistência
ao
fluxo
constante de água limpa, o fluxo n ão linear a velocidades qu e excedem 12 m/s
(7 m/s em condutos fechados) pode causar danos sérios ao concreto po r meio da
cavitação. E m água corrente, bolhas de vapor se formam quando a pressão abso-
luta local
em um
dado ponto
é
reduzida
à
pressão
de
vapor ambiente
da
água
cor-
respondente à temperatura ambiente. Quando as bolhas d e vapor qu e fluem com
a água entram e m u m a região de alta pressão, implodem com o grande impacto
causado pela entrada da água em alta velocidade no espaço anteriormente ocu-
pado pelo vapor, provocando sérios danos localizados, como sulcos. Assim,
a su-
perfície de concreto afetada pela cavitação é irregular ou corroída, em contraste
com a superfície desgastada uniformemente pela erosão po r sólidos em suspen-
são. Também, em contraste à erosão o u abrasão, u m concreto resistente pode não
ser ,
necessariamente, eficiente para evitar danos
de
cavitação.
A
melhor solução
está em eliminar as causas da cavitação, como desalinhamentos da superfície ou
alterações abruptas na declividade. Em 1984, grandes reparos foram necessários
no revestimento de concreto do túnel d a barragem "Glen Canyon" (Figura 5-4b); o
dano
foi
causado
po r
cavitação atribuída
às
irregularidades
na
superfície
do
revestimento.
Métodos
de
ensaio para avaliação
da
resistência
ao
desgaste do concreto nem
Durabilidade 135
sempre s ão satisfatórios, porque a s simulações d as condições reais d e desgaste não
sã o facilmente reproduzidas e m laboratório. Portanto, não se espera qu e métodos
de
laboratório forneçam
u m a
medida quantitativa
da
vida útil
que se
pode espe-
ra r de uma superfície de concreto; eles podem s er usados para u m a avaliação qua-
litativa do s efeitos do s materiais do concreto e de procedimentos de cura e
acabamento sobre resistência à abrasão do concreto.
A
ASTM
C 779
descreve três métodos opcionais para ensaiar
a
resistência
à
abrasão relativa em superfícies horizontais de concreto. N o ensaio à abrasão com
bolas de aço, o carregamento é aplicado a u m a cabeça rotativa com bolas de aço en-
quanto o material desgastado é removido p or circulação de água. No ensaio com
rodas giratórias,
o
carregamento
é
aplicado através
d a
rotação
cle
rodas revestidas
com aço. No ensaio d e disco rotativo, discos rotativos de aço são usados e m conjunto
com um abrasivo d e carboneto d e silício. E m cada um dos ensaios, o grau de des-
gaste pode s er medido e m termos de perda de peso após u m tempo especificado. A
ASTM C 418 descreve o ensaio d e jato d e areia, q ue cobre a s características da re-
sistência
à
abrasão
do
concreto, submetendo-o
a o
impacto
d e
areia silicosa impul-
sionada por a r . Não há ensaios satisfatórios para a resistência à erosão. Devido à
relação direta entre a resistência à abrasão e à erosão, os dados da resistência à
abrasão podem s er usados como referência aproximada p ara r esistência à erosão.
5 8
Cristalização
d e
Sais
n os
Poros
Sob certas condições ambientais, p or exemplo, quando u m lado de um muro de ar-
rimo ou a laje de um concreto permeável está em contato com uma solução de sal
e os
outros lados estão sujeitos
à
perda
de
umidade
po r
evaporação,
o
material
pode se deteriorar po r tensões causadas pela cristalização de sais no s poros.
Winkler
5
lista um número de sais que são conhecidos p or causar fissuração e las-
camento, danos típicos e m monumentos históricos de pedra ou rocha. Ess e fenô-
meno
fo i
atribuído
às
grandes pressões produzidas pela cristalização
de
sais
a
partir
de
soluções supersaturadas.
A partir de investigações dos danos em alvenaria devido à cristalização de sal,
Binda e Baronio
6
discutiram a influência que as condições microclimáticas têm ou
não nos
sérios danos
q ue
possam ocorrer.
D e
acordo
com os
autores,
a
extensão
d o
dano depende do
local
da cristalização do sal, que é determinado por um equilíbrio di-
nâmico entre a taxa. de evaporação d a água a partir d a superfície exposta d o mate-
rial e a taxa de fornecimento d a solução de sal para este local. Quando a taxa de
evaporação é menor do que a taxa d e fornecimento de água a partir do interior da al-
venaria, a cristalização do sal ocorre na superfície externa, se m causai' qualquer dano.
Apenas quando a taxa de migração d a solução de sal através d os poros interconecta-
dos do material é mais lenta do que a velocidade de reposição, a zona de secagem
ocorre substancialme nte abaixo da superfície. A cristalização do sal sob tais condições
pode resultar
e m
expansão suficiente para causar descamamento
o u
lascamento.
Na literatura
7
, os termos descamamento por sal, desagregação
por sal e
ataque
por hidratação de sal tê m sido usados para descrever a manife stação física de um
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 9/39
136 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
fenômeno que é observado n a alvenaria e n o concreto poroso exposto a sais hidra-
táveis, como sulfato de sódio e carbonato d e sódio. ATe nar dita (NasSOt) se converte
e m su a forma hidratada, Mirabilita (Na2S0<i -ÍOH^O), a 20°C quando a umidade r e-
lativa é maior do que 72%, e a 32°C quando a umidade relativa é maior o u igual a
81%. É
interessante notar
que a
transformação
d a
Termonatrita (NaíCOs.EkO)
em
Natron (NasCOs IOH2O) ocorre e m condições similares de temperatura e umidade,
dentro da faixa d e variações ambientais comuns e m muitas partes do mundo. D e-
vido à s grandes diferenças na densidade, a considerável expansão volumétrica está
associada à transformação d a forma anidra desses sais n a forma hidrata da. Como
conseqüência dos numerosos ciclos d e variações d e umidade e temperatura do am-
biente, ocorre u m a deterioração progressiva n a superfície do concreto (Figura 5-5)-'.
Esse tipo d e ataque puramente físico a partir da penetração d e u m a solução de sais
é distinto do s demais ataques envolvendo interações químicas com os produtos de
hidratação, uma vez que não se mostrou capaz de causar danos estruturais
9
.
(a) (b )
Figura 5- 5 Desçam amento por sa l em p r ismas de argamassa parcialmente
submersos em soluções de (a) sulfato de sódio e (b) carbonato de sódio (Foto-
grafias cedidas po r Harvey Haynes).
Durabilidade 137
( b) (c)
Figura 5- 6 Tipos de danos da ação do congelamento no concreto: ( a) deterioração de um muro de ar -
rimo de concreto s e m a r incorporado ao longo da linha de saturação (Lock and Dam n . 3 , Monongahela
River, Pittsburg, PA); (b) fissuração-D severa a o longo d e juntas longitudinais e transversais d e pavimento
de 9 anos de idade; (c) descascamento d e u m a superfície de concreto, [(a) fotografia cedida por J.M
Scanlon, U . S . Armv Corps of Engineers, Vicksburg, MS) ; (b ) fotografia cedida por D. Stark, Repon RD
023.OlP, Portland Cement Association, Skokie, IL.,1974;
(c)
fotografia cedida
por R .C .
Meininger.
Concrete
in Practice, Publ. 2 , Nation al Ready Mixed Concrete Association, Silver Springs. MD],
(a) A expansão progressiva de uma pasta de cimento desprotegida (sem ar incorporado) por repetidos
ciclos gelo-degelo leva à deterioração do concreto por fissuração e lascamento. Muitas comportas do Corps
of Engmeers que foram construídas antes do uso do ar incorporado no concreto sofreram deterioração por
congelamento e degelo em ambiente saturado. Os procedimentos padrão de operação, atualmente, exigem
que a
água
nas
comportas permaneça
no
nível máximo durante
o
inverno para
que o
concreto esteja prote-
gido dos ciclos de gelo-degelo. Todos os projetos hidráulicos do Corps of Engineers construídos desde os anos
40 têm
utilizado concreto
com ar
incorporado.
(b) A fissuração-D em pavimentos de rodovias e de pistas de aviação referem-se ao desenho em forma de
D, uma configuração com fissuras próximas que ocorrem paralelamente às juntas transversais e longitu-
dinais. Esse tipo de fissuração é associado aos agregados graúdos que contêm um volume de poros propor-
cionalmente maior dentro de uma faixa limitada de tamanho de poros (0,1 a 1 /.tm).
(c) O descamamento ou lascamento da superfície acabada do concreto pelo congelamento e degelo ge-
ralmente começa como pequenos pontos localizados que, mais tarde, podem se unir, expondo grandes áreas.
O
descamamento leve
não
expõe agregados graúdos.
Já o
moderado expõe
o
agregado graúdo
e
pode envolver
perda de 3a 9 mm da superfície de argamassa. Já no caso severo, mais superfície éperdida, e o agregado
é claramente exposto e s e solta. A maioria dos fenômenos descamamento é causada por (i) incorporação
inadequada de a r, (ii) aplicação de sais de degelo a base de cloretos de cálcio e sódio, (iii) realização de ope-
rações d e acabamento enquanto a água de exsudação está ainda na superfície e (iv) cura insuficiente antes
da exposição do concreto
à
ação do congelamento na presença de umidade e sais de degelo.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 10/39
13 8
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
5 9
ção
do
Congelamento
E m cli mas frios, danos em pavimentos de concreto, muros de arrimo, tabuleiros d e
pontes
e
dormentes, atribuídos
à
ação
do congelamento
(ciclos
de
congelamento
e
degelo), sã o problemas importantes qu e requerem gastos significativos para re -
paro e substituição dessas estruturas. A s causas da deterioração do concreto en -
durecido pela ação do congelamento podem estar relacionadas à microestrutura
complexa do material; no entanto, o efeito deletério n ão depende apenas das ca-
racter ísticas
do
concreto,
m a s
também
d as
condições ambientais específicas.
Assim, u m concreto q u e é resistente ao congelamento s ob determinadas condições
gelo-degelo pode se r destruído sob um diferente conjunto d e condições.
O dano de congelamento pode tomar muitas formas. A s mais comuns são a fis-
suração e o faseamento
do concreto causados pela expansão progressiva da matriz
d a
pas ta
de
cimento pelos repet idos ciclos
d e
congelamento
e
degelo. Lajes
de con-
creto expostas a ciclos congelamento e degelo n a presença de umidade e sais de de-
gelo s ão suscetíveis a
lascamento
(isto é , a superfície acabada esc ama e descasca).
Também se sabe qu e alguns agregados graúdos d e lajes de concreto podem causar
fissuras, no rmal ment e, paral elas às junções e extremidades, qu e acabam apre-
sentando u m a forma que se parece c o m u m a grande letra D maiúscula (fissuras
que se curvam em torno de dois do s quatro cantos da laje). Esse tipo de fissuração
é
chamado
de fissuração-D. Os
diferentes tipos
de
deterioração
do
concreto devi-
dos à ação do congelamento estão apresentados n a s fotografias d a Figura 5-6.
A incorporação de a r t em provado ser um meio efetivo para reduzir o risco de
dano ao concreto po r ação de congelamento. O s mecanismos pelos quais o dano
po r congelamento ocorre n a pasta de cimento e como o ar incorporado evita o dano
sã o descritos a seguir.
5.9 .1 Ação d o congelamento na pasta d e cimento endurecida
Powers descreveu apropriadamente os mecanismos da ação do congelamento na
pasta de cimento e também explicou por que a incorporação de a r é eficaz na re -
dução da expansão associada a esse fenômeno:
Quando
a
água começa
a
congelar
e m u m
vazio capiiar,
o
aumen to
de
volume
qu e
acompa-
n h a o
congelamento
da
água requer
u m a
dilatação
cio
vazio igual
a 9% do
volume
de
água
con-
gelada ou força a saída do excesso de água para fora do e lemen to cie concreto, ou ocorre u m
pouco
de
cada
u m d o s
dois efeitos
de
forma combinada. Durante esse processo,
u m a
pressão
h id ráu l ica
é
gerada,
e a
magnitude desta pressão depende
da
distância para
u m a
"fronteira
d e
escape",
da
pe rmeab i l idade
do
material interveniente
e da
taxa
de
formação
d o
gelo.
A ex-
per iênc ia mos t ra
q u e
pressões
de
r u p t u r a
se
desenvolvem
e m u m a
amos t ra sa tu rada
de
pas ta ,
a
menos
q ue
cada cavidade capilar
da
pas ta
n ão
esteja mais distante
d o q u e
aproxi-
madamen te 8a l 0 mi lé s imos de centímetros da fronteira de escape mais próxima. Essas fron-
teiras mais próximas
se
obtém
com o uso
correto
d e u m
agente incorporador
d e a r
adequado
10
.
Os dados de Powers e u m a representação diagramática dessa hipótese são mos-
trados n a Figura 5-7. Durante o congelamento a -24°C, u m a amostra de pasta de ci-
mento saturada que não continha a r incorporado dilatou cerca de 1600 milionésimos
e, no
degelo,
a té
chegar
à
temperatura inicial, apresentou cerca
de 500
milionésimos
Durabilidade
139
de
dilatação permanente (Figura 5-7a).Uma amostra contendo
2% de ar
incorporado
apresentou dilatação d e cerca de 800 milionésimos n o congelamento, e dilatação r e-
sidual co m menos de 300 milionésimos no degelo (Figura 5-7b). Outra amostra já
contendo 10% de ar incorporado n ão apresentou dilatação significativa durante o
congelamento e nenhum a dilatação residual ao final do ciclo d e degelo. A o contrá-
rio, a pasta com ar incorporado apresentou contração durante o congelamento (Fi-
gura 5-7c). U m esquema ilustra a hipótese de Powers n a Figura 5-7d. A Figura 5-8
indica como a presença do s vazios de a r incorporado pode reduzir as tensões causa-
da s pela formação d e gelo n o concreto.
Powers também propôs que , além da
pressão hidráulica
causa da pelo congela-
mento
da
água
n as
grandes cavidades,
a pressão osmótica
resultante
do
congela-
mento parcial d as soluções no s capilares pode s e r u m a outra fonte de expansão
destrutiva na pasta de cimento. A água no s capilares não é pura; el a contém diver-
sa s substâncias solúveis, tais como álcalis, cloretos e hidróxido d e cálcio. As soluções
congelam a temperaturas mais baixas do que a água pura: normalmente, quanto
maior
a
concentração
d e
sais
e m u m a
solução, mais baixo
é o
ponto
d e
congelamento.
A existência de gradientes de concentração de sais localizados entre os capilares é
considerada como fonte d e pressã o osmótica.
A pressão hidráulica (devida a u m aumento n o volume específico da água no con-
gelamento e m grandes capilares) e a pressão osmótica (devida a diferenças de con-
centração
de
sais
n a
solução
do s
poros)
nã o
parecem
ser as
únicas causas
de
expansão d e pastas de cimento expostas à ação d o congelamento. A expansão em cor-
pos-de-prova de pasta de cimento f oi observada
11
mesmo quando o benzeno, que se
contrai n o congelamento, f oi usado como fluido no s poros em vez de água.
Analogamente à formação d e placas d e gelo n o solo, acredita-se que um efeito
ca-
pilar
12
, envolvendo u m a migração d e água e m larga escala do s pequenos poros para
os grandes vazios, seja a principal causa da expansão n o s corpos porosos. D e acordo
com a
teoria apresentada
po r
Litvan
1:i
,
a
água retida rigidamente pelo
C-S-H
(tanto
a interlamelar quanto a adsorvida no poros de gel) na pasta de cimento nã o conse-
gue se rearra njar para formar gelo n o ponto d e congelamento normal da água, por-
que a mobilidade da água existente em estado ordenado é muito limitada.
Geralmente, quanto mais rigidamente retida a água, mais baixo será o ponto de
congelamento. Deve-se lem brar
que há
três tipos
d e
água fisicamente retidos
n a
pasta
de cimento; e m ordem crescente d e rigidez, são: a água capilar n os pequenos capilares
(10 a 50 nm), a água adsorvida n os poros de gel e a água interlamelar n a estrutura do
C-S-H.
Estima-se que a água no s poros de ge l não congele acima de -78°C. Assim,
quando
u m a
pasta
de
cimento saturada
é
submetida
às
condições
de
congelamento,
a água n a s grandes cavidades se transforma em gelo, enquanto a água do s poros
de gel continua a existir como água liquida em estado super-resfriado. Isso cria
u m desequilíbrio termodinâmico entre a água congelada no s capilares, que ad-
quirem u m estado d e baixa energia, e a água super-resfriada d os poros de gel , que
está em estado de alta energia. A diferença n a entropia do gelo e da água super-
resfriada força esta últ ima a migrar para locais de menor energia (grandes ca-
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 11/39
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
- 2 0 - 1 0 0 1 0 2 0 3 0
T e m pe r a tur a . *C
(a)
- 3 0 - 2 0 - 1 0 0 1 0 2 0
T e m p e r a t u r a . 'C
(b)
1 0 0 0
d v U
s
o
4 0 0
<
2 0 0
0
- 2 0 0
- 4 0 0
P or os de ge l '
• 2 0 - 1 0 0 1 0 2 0 3
T e m pe r a tur a ,
°C
<c)
Vazio
Fronteira
d e e s c a p e
- x . V
cs
2I0S
pilares
P or os d e g e
A gua n o s
por os de ge l
Vazios
capitares
Água •
Gelo
(d)
(e)
Figura
5- 7
Resposta
da
pasta
de
cimento saturada exposta
ao
congelamento
e
degelo
com
e se m a r incorporado {(a) - (c). Powers, T.C ., The Physical Structure and Engineering Pro-
perties of Concrete, Bulletin 90 . Portland Cement Association, Skokie, IL. 1958; (d) Cordon,
W.A., Freezingand Thawingof Concrete -Mechanism and Control.ACl Monograph 3,1967;
(e) PCA,
Design
and
Control
of
Concrete Mixtures, 1979].
De acordo com Powers, uma pasta de cimento saturada sem ar incorporado expande no con-
gelamento devido à geração de pressão hidráulica (a). Com o aumento do ar incorporado, a
tendência a expandir diminui, porque os vazios de ar incorporado criam fronteiras de escape
para. a pressão hidráulica l(b), (c)e(d)}. (e) Seção polida de concreto com ar incorporado vista
através de microscópio.
Durabilidade
(c)
Figura 5-8 (a) Diagrama esquemático d a formação d o gelo n os vazios capilares;
(b)
geío
se
formando
n o
vazio:
e (c)
Micrografia
p or
microscopia eletrônica
de var -
redura de cristais de gelo se desenvolvendo e m u m vazio, [(a) e (b) cedido por
George W. Scherer. (c) micrografia de Corr, D . J . , P.J.M. Monteiro, J. Bastacky.
ACI Mat. J., v. 99. n. 2. pp. 190-195, Mar-Apr. 2002].
A transformação do gelo a partir de água líquida gera uma dilatação volumétrica
de 9%. Como indicado na Figura 5-8, se a transformação ocorre em poros capila-
res pequenos, os cristais de gelo podem danificar a pasta de cimento por forçar as
paredes capilares, gerando pressão hidráulica. Os vazios da pasta podem criar uma
fronteira de escape eficaz para reduzir a pressão. Quando o gelo se forma em um
poro vazio (Figura
5-8b e c), os
cristais
não
exercem pressão
nas
suas paredes.
O
crescimento
dos
cristais
de
gelo
no
vazio atrai
a
água
dos
poros capilares, redu-
zindo, assim, o pressão hidráulica e induzindo à retração da pasta de cimento
(ver Figura 5-9).
Experimentalmente, é difícil visualizar os cristais degelo no interior do poro, por-
que a
microscopia eletrônica
de
varredura eletrônica tradicional exige
que a
amos-
tra seja seca. Além disso, não é fácil manter a baixa temperatura necessária para
estabilizar o gelo na amostra. Essas limitações são superadas com o uso de um mi-
croscópio eletrônico de varredura especial que opera em baixa temperatura, sendo
capaz de manter a amostra congelada por um longo período de tempo. Na Figura
5-8c, é possível ver cristais de gelo se formando no interior de um vazio, onde há es-
paço livre para o seu desenvolvimento. Se esses cristais são formados na pasta de
cimento, a matriz se expande, levando à fissuração e perda de rigidez.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 12/39
14 2 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
vidades) onde el a possa se congelar. Esse novo suprimento de água do s poros de
ge l
para
os
poros capilares aumenta
o
volume
de
gelo
no s
poros capilares
gra-
dualmente, a t é que não haj a mais lugar para acomodar mais gelo. Qualquer t en-
dência subseqüente para
a
água super-resfriada fluir
em
direção
às
regiões
com
gelo, obviamente, causará pressão in terna e expansão do sistema. Além disso, de
acordo
co m
Litvan,
o
transporte
da
umidade associada
ao
resfriamento
de
corpos
porosos saturados n ão necessariamente leva a u m dano mecânico. O dano mecâ-
nico ocorre quando a taxa de transporte da umidade é consideravelmente menor
do que a exigida pelas condições (por exemplo, grande gradiente de temperatura,
baixa permeabilidade e alto grau de saturação).
Deve-se observar q u e , durante a ação do congelamento n a pasta de cimento, a
tendência
de
certas regiões expandirem
é
equilibrada
po r
outras regiões
que so-
frem contração (perda de água adsorvida do C-S-H, po r exemplo). O efeito final
e m u m a amostra claramente é o resultado d as duas tendências opostas. Isso ex-
plica satisfatoriamente por que a pasta de cimento que não contém ar incorporado
apresenta maior dilatação (Figura 5-7a), enquanto a pasta de cimento contendo
10% apontou contração durante o congelamento (Figura. 5-7 c). Observações mi -
croscópicas confirmaram que , qua ndo gelo s e forma em um vazio de a r incorporado,
h á retração n a pasta de cimento (Figura 5-9).
5.9 .2 Ação d o congelamento no agregado
Dependendo de como o agregado responde à ação do congelamento, mesmo q u e
u m
concreto contenha
a r
incorporado
na
matriz
da
pasta
de
cimento, ainda pode
se r danificado. O mecanismo responsável pelo desenvolvimento d a pressão interna
no congelamento d e u m a pasta de cimento saturada também se aplica a outros
corpos porosos. Isso inclui agregados produzidos a partir de rochas porosas, como
certos tipos de cherts, arenitos, calcários, e folhelhos. N em todos os agregados po -
rosos sã o suscetíveis ao dano po r congelamento. O comportamento d e u m a partí-
cula de agregado, quando exposta a ciclos gelo-degelo, depende, principa lmente, do
tamanho, do número e da continuidade do s poros (isto é, da distribuição dos t a -
manhos do s poros) e da permeabilidade.
Para explicar o dano po r congelamento no concreto atribuído ao agregado,
Verbeck e Landgren
1J
propuseram três classes de agregado. N a primeira catego-
ri a estão os agregados de
baixa permeabilidade
e alta resistência. N o congela-
mento da água no s poros, a deformação elástica n a partícula se acomoda sem
causar ruptura. N a segunda categoria, estão os agregados de
permeabilidade in-
termediária,
ou seja, aqueles q u e t ê m u m a proporção significativa da porosidade
total representada po r pequenos poros da ordem de 500 nm e menor. A s forças ca -
pilares nesses pequenos poros fazem com que o agregado seja facilmente saturado
e retenha água. No congelamento, a magnitude da pressão depende principal-
mente d a velocidade d e queda d a temperatura e da distância q u e a água so b pres-
s ã o t e m d e percorrer para chegar à fronteira de fuga para aliviar a pressão. O
alívio de pressão pode se r viabilizado através de qualquer poro vazio dentro do
agregado (d e forma análoga ao a r incorporado n a pasta de cimento) ou na
Durabilidade 143
(a) 5
rnin
Seção transversal média
d o
vazio
d e a r
inco rporado
duran te
o
p rocesso
d e
conge lamen to
Configuração Fina
( 3 5 m i n )
( c j 35 min
(d )
Configuração Iniciai
(5 min)
Figura
5- 9
Seqüência
da
propagação
cio
gelo
n o
vazio
d e a r
incorporado.
As
imagens foram obtidas usando
o
método
de
solidificação direciona ,
que
permite
o
controle
do res-
friamento
e
aquecimento
de uma
amostra relativamente grande.
O
tempo decorrido após
a
frente
con-
geladora
ter
passado
é
indicado
em
cada
uma das
imagens.
O
diâmetro externo
do
vazio
de ar
estã
indicada para mostraras aíierações
d e
dimensão durante
o
congelamento
do
concreto. Nota-se a dimi-
nuição
de
diâmetro
do
vazio
à
medida
que o
congelamento avança
na
matriz, indicando
a sua
retra-
çãofPiltner, R.;Monteiro, P.J.M.,
Cem.
Concr.
Res., v. 30, p. 847,
2000j.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 13/39
14 4 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
superfície
do
agregado.
A
distância crítica para alívio
da
pressão
n a
pasta
de ci-
mento endurecida é de 0 ,2 rara; porém, esta. é muito maior para a maior ia à a s r o-
chas
p o r
causa
d a s u a
permeabilidade,
que é
mais alta
do que a da
pasta
de
cimento.
Essas considerações originaram
o
conceito
d e tamanho crítico do agregado re -
lacionado ao dano po r congelamento. C o m u m a dada distribuição de tamanho de
poros, permeabilidade, grau de saturação e velocidade de resfriamento, a s partí-
culas grandes d e u m agregado podem causar danos, m a s partículas menores do
mesmo agregado n ã o . P o r exemplo, quando corpos-de-prova de concreto com 14
dias de idade, contendo u m a mistura de 50:50 de variados tamanhos de agrega-
d o s d e quar tzo e chert foram expostos a ciclos àe gelo-degelo, os que continham
chert de 25 a 12 mm precisaram de 183 ciclos para a presen tar u m a redução de
50% no módulo d e elasticidade do concreto, comparados aos 448 ciclos necessários
para o concreto contendo chert n a s dimensões de 12 a 5 mm, curado de maneira
similar
15
.
N ã o h á nenhum tamanho crítico único para u m tipo de agregado, porque isto
dependerá da taxa de congelamento, grau de saturação e permeabilidade do agre-
gado.
A
permeabilidade
t e m u m
papel duplo: primeiro, determina
o
grau
de
satu-
ração ou a velocidade em que a água será absorvida em um dado período d e tempo;
segundo, determina
a
velocidade
com que a
água será expelida
de um
agregado
n o
congelamento (e, dessa maneira, o desenvolvimento da pressão hidráulica). Ge -
ralmente, quando agregados maiores do que o tamanh o crítico estão presentes em
u m concreto, o congelamento é acompanhado p or
pipocamentos
, isto é, ocorre r u p -
tu r a
do
agregado
no
qual parte
da
partícula
do
agregado permanece
no
concreto
e
u m a outra parte se solta junto c o m u m a camada de argamassa.
Agregados de alta permeabilidade,
qu e normalmente contêm um grande nu -
mero de poros grandes, pertencem à terceira categoria. Embora permitam fácil
entrada e saída de água, eles também sã o capazes de causar problemas n a dura-
bilidade. Isso ocorre porque a zona de transição n a interface entre a superfície d o
agregado e a matriz da pasta de cimento pode se r danificada quando a água sob
pressão é expelida d e u m a partícula de agregado. E m tais casos, a s partículas de
agregado propriamente ditas não se danificam com a ação d o congela mento. Logo,
isso mostra por que os resultados de ensaios de gelo-degelo e de sanidade do agre-
gado isolado n ã o s ã o sempre confiáveis para previsão d e s e u comportamento n o
concreto.
Acredita-se que , em pavimentos de concreto expostos à ação do congelamento,
alguns agregados
d e
arenito
ou.
calcário
sã o
responsáveis pelo
fenômeno fissuração-
D. O s agregados qu e provavelmente causam a fissuração-D parecem t e m u m a dis-
tribuição de tamanho de poro espe cífica,
caracterizada por um grande volume de
poros muito finos, menores do que 1 um.
5.9 .3 Fatores q u e controlam a resistência d o concreto ao congelamento
J á deve estar claro, agora, que a capacidade d e u m concreto resistir a o dan o devido
à ação do congelamento depende de características tanto da pasta de cimento
Durabilidade 1 4 5
quanto do agregado. Entretanto, e m cada caso, o resultado é controlado, realmente,
pela interação entre os diversos fatore s, como a localização d a s fronteiras de fuga
(a distância que a água t em de percorrer para aliviar a pressão), a estrutura d e
poros
do
sistema (tamanho, número
e
continuidade
do s
poros),
o
grau
de
satura-
çã o (quantidade de água congelável presente), a velocidade d e resfr iamento e a re-
sistência
à
tração
do
mater ial
q u e
deve
s e r
ultrapassada para causar ruptura.
Como será visto adiante, incluir fronteiras d e fuga n a matriz da pasta de cimento
e
modificar
a sua
estrutura
de
poros
sã o
dois parâmetros rela tivamente fáceis
d e
controlar; o primeiro pode se r controlado p or meio de ar incorporado n o concreto e
o último po r meio de dosagem e de cura apropriadas.
Ar incorporado.
Não é o teor total de a r , mas os espaços entre os vazios, da ordem
de 0 ,1 a 0 ,2 mm, por todo o cimento endurecido que são necessários para proteger
o concreto contra os danos provocados pelo congelamento. Com a adição de pe-
quena quantidade de certos agentes incorporadores de a r à pasta de cimento (por
exemplo, 0 ,05% do peso d e cimento), é possível incorporar bolhas de 0 ,05 a 1 mm .
Assim, para um dado volume de a r ,
dependendo
do
tamanho
da s
bolhas
de ar, o
número de vazios, o espaço entre vazios e o grau de proteção contra a ação do con-
gelamento podem variar muito.
E m u m
experimento
16
,
5 a 6% de ar
foram incor-
porados a o concreto com o uso de cinco diferente s aditivos incorporadores de a r . Os
aditivos
A, B, D, E e F
pr oduzir am 24.000, 49.000, 55.000, 170.000
e
800.000
bo -
lhas de a r por centímetro cúbico de pasta de cimento endurecida, e os corpos-de-
prova
de
concreto correspondentes precisaram
de 29, 39, 82, 100 e 150
ciclos
gelo-degelo para apresentar 0 ,1% de expansão, respectivamente.
Embora o volume de a r incorporado n ão seja u m a medida suficiente para a pro-
teção d o concreto contra a ação d o congelamento, supondo-se qu e principalmente
pequenas bolhas de a r estejam presentes, este é
o
critério mais fácil para o controle
da qualidade d as misturas de concreto. Um a v e z q u e normalmente o teor d e pasta
de cimento está relacionado à dimensão máxima do agregado, concretos magros
co m agregados grandes tê m menos pasta de cimento do que concretos ricos com pe-
quenos agregados. Estes últimos, portanto, necessitam de mais a r incorporado
para u m grau equivalente de resistência a o congelamento. O s teores de a r total es -
pecificados para a resistência ao congelamento, d e acordo com o AC I Buildin g Code
318, são
mostrados
n a
Tabela
5-3.
A granulometria do agregado também afeta o volume de a r incorporado, que di-
minui
com o
excesso
d e
partículas muito finas
d e
areia.
A
incorporação
d e
adições
minerai s como a cinza volante ou o uso de cimentos finamente moídos t êm efeito se-
melhante.
E m
geral,
u m a
mistura
de
concreto mais coesa
é
capaz
de
reter mais
a r
d o q u e u m a mistura co m consistência mui to fluida ou muito seca. Mistura s do con-
creto p or tempo insuficiente o u além do tempo necessário, tempo excessivo no ma-
nuseio ou transporte do concreto fresco e vibração excessiva também tendem a
reduzir o teor de a r . Por essas razões, recomenda- se que o teor de a r seja determi-
nado no concreto j á lançado e a adequação do espaçamento entre vazios seja esti-
mada po r investigação microscópica, conforme descrito pela norma da ASTM C 457.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
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14 6
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
TABELA 5-3 Teor total de ar para concreto resis tente ao congelamento.
T eor de ar (%)
Dim ens ão máx ima ca rac te r í s t ica E xpos ição E xpos ição
do a g r e g a d o ( m m ) * seve ra mode rada
9 ,0 7
1/ 2
6
1 2 , 5 7 5
2
19 ,0 6 5
2 5 , 0 6 4
1
'
2
3 7 , 5 5
1
4
1
'-
50 ,0 ' 5 4
76 0t
4'
/2
3
IÜ
* V e r ASTM C 33 para tolerâncias na s dimensões máximas para várias designações de
Dmáx (Dimensão máxima característica do agregado).
t Esses teores de ar se aplicam à dosagem total e também às dimensões de agregado p r e -
cedentes. N o ensaio desses concretos, entretanto, o agregado maior do que 37 ,5 mm é re-
movido manualmente ou com uso de peneira, e o teor de ar é determinado na fração da
mis tu ra menor
qu e
37,5mm.
( A
tolerância
no
teor
de ar se
aplica
a
esse valor).
O
conteúdo
de ar da mistura total é calculado a partir do valor determinado para a fração menor q u e
3 7 , 5 m m .
FONTE: A CI Building Code 318 .
Relação água/cimento
e
cura.
Já fo i
explicado como
a
estrutura
de
poros
d e u m a
pasta
de
cimento endurecida
é
determinada pela relação água/cimento
e
grau
de
hidratação.
E m
geral, quanto maior
a
relação água/cimento para
u m
dado grau
de
hidratação,
o u
quanto menor
o
grau
de
hidratação para
u m a
determinada relação
água/cimento, maior será
o
volume
de
grandes poros
na
pasta
de
cimento hidra-
tada (Figura 2-8) . Uma vez que água sujeita ao congelamento se encontra nos
grandes poros, pode-se considerar
q u e , a u m a
dada temperatura
de
congelamento,
a
quantidade água congelável será maior
c om
altas relações água/cimento
e às pri-
meiras idades
de
cura. Dados experimentais
de
Verbeck
e
Klieger confirmaram
a
validade dessa hipótese (Figura 5-10a).
A
influência
da
relação água/cimento
na
resistência
do
concreto
ao
congelamento
é
demonstrada
n a
Figura 5-10b.
A
importância
d a
relação água/cimento
n a
resistência
do
concreto
ao
congela-
mento
é
reconhecida pelas normas
de
construção.
Po r
exemplo,
a ACI
318-83
de -
termina
qu e
concreto
d e
peso normal, sujeito
a
congelamento
e
degelo
e m
condições
de
umidade, deve
t e r u m a
relação água/cimento máxima
de 0 ,45 no
caso
d e
meios-
fios, calhas
e
muros
de
proteção,
e de 0,50
para outros elementos. Esses limites
de
relação água/cimento, evidentemente,
sã o
válidos considerando-se
u m a
hidratação
normal
do
cimento; portanto, recomenda-se
ao
menos
7
dias
de
cura úmida
a t em-
peratura normal antes da exposição ao congelamento.
Grau d e saturação. Sabe-se
q ue
substâncias secas
o u
parcialmente secas
n ão
sofrem
dano
p or
congelamento
(ver
quadro).
Há u m
grau crítico
de
saturação acima
do
qual
o concreto pode fissurar e lascar quando exposto a temperatura muito baixa.
Durabilidade
147
1 5 0
Concreto submetido a cura
úmida por 7 dias antes do
congelamento
a/c = 0 ,72
Concreto co m ag regado de 19 mm
16 r -
4% de Ar incorporado
- 2 0 - 1 5 -10 - 5 0
Temperatura do concreto, "C
(a)
) , 3 0 , 4 0 , 5 0 , 6 0 , 7 0 , 8 0 , 9
Relação água/cimento
(b )
Figura 5 - 1 0 Influência d a relação água/cimento e do teor de ar na durabilidade d o concreto
frente à ação d o congelamento [(a) Verbeck, G .; Klieger, P .. Highway Research Board Bulletin
176, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, D.C ., pp .9 -
22,1958; (b) Concrete Manual. 8
lK
ed , U.S. Bureau of Reclamation. p. 35,1975].
A
figura
à
esquerda mostra
que a
quantidade
de
água
que
pode
ser
congelada
no
concreto
a
uma dada relação água/cimento aumenta com o decréscimo da temperatura. Também mos-
tra que a quantidade de água que congela a uma dada temperatura aumenta com a relação
água/cimento. Observa-se que relações água/cimento maiores resultam em um aumento do
tamanho
e
número
de
capilares
nos
quais mais água congelada pode estar presente.
A
figura
à direita, mostra que uma combinação de baixas relações água/cimenlo e a r incorporado as-
seguram um fator de durabilidade alto frente à ação do congelamento. O método da ASTM
666preconiza um congelamento e degelo contínuo de 300 ciclos, ou até o módulo de elastici-
dade dinâmico reduzir a 60% do valor inicial (aquele que ocorrer primeiro). A durabilidade
é avaliada, então, pela seguinte fórmula: fator de durabilidade = porcentagem do módulo ini-
cial x número de ciclos ao final do ensaio + 300.
N a
verdade,
é a
diferença entre
o
grau crítico
de
saturação
e o
grau
de
saturação
existente
qu e
determina
a
resistência
do
concreto
ao
congelamento, como exposto
n a
Figura
5-11. Um
concreto pode romper abai xo
d o
grau crítico
d e
saturação após
cura adequada; m a s , dependendo d a permeabilidade, pode voltar a alcançar ou
exceder grau crítico
de
saturação
se
exposto
a
ambiente úmido. Dessa forma,
o
papel
da
permeabilidade
do
concreto
é
importante
n a
ação
do
congelamento
por -
qu e
controla
n ão
apenas
a
pressão hidráulica associada
ao
movimento interno
de
água no congelamento, m as também o grau crítico de saturação qu e antecede o
congelamento.
Do
ponto
de
vista
do
dano
po r
congelamento,
o
efeito
do
aumento
da
permeabilidade
do
concreto, como result ado
da
fissuração devida
a
causas físi-
cas e
químicas será, portanto evidente.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 15/39
14 8
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concret o Endurecido
In se tos nã o morrem congelados no inverno. Alguns insetos sã o capazes de reduz i r o con-
teúdo de água em seus corpos a fim de h ibe rna r s em congelar; outros contém u m anticon-
ge lan te na tu ra l
e m s e u
sangue.
Resistência.
Ao contrário da crença popular, o concreto de alta resistência n e m
sempre garante alta durabilidade. Po r exemplo, considere-se o dano po r congela-
mento. Quando se compara o concreto sem ar incorporado ao com ar incorporado,
o primeiro pode t e r resistência maior, m a s o segundo terá melhor durabilidade ao
congelamento p or causa da proteção obtida contra o desenvolvimento d e alta pres-
sã o hidráulica durante a exposição ao s ciclos gelo-degelo. Como regra geral, com
concretos de alta e média resistência, cada 1% de aumento no teor de a r reduz a
resistência
do
concreto
em 5%. Sem
qualquer alteração
n a
relação água/cimento,
u m aumento de 5% no ar incorporado abaixaria a resistência do concreto em 25%,
portanto. Devido à melhor trabalhabilidade como resultado do a r incorporado, é
possível recuperar pa rte
da
perda
de
resistência através
d e u m a
pequena redução
n a relação água/cimento, mantendo-se o nível de trabalhabilidade desejado. E n-
tretanto, o concreto com ar incorporado normalmente te m menor resistência do
q u e o
concreto
s e m a r
incorporado correspondente.
5.9.4 Congelamento e descamamento por sal
A resistência d o concreto contra a influência combinada de congelamento e sais de
degelo*, que são normalmente usados para derreter gelo e neve de pavimentos,
geralmente é mais baixa d o q u e s u a resistência apenas ao congelamento. Muitos
pesquisadores observaram que o dano máximo n a superfície de concreto por des -
camação ocorre c om concentrações de 4 a 5% de sal .
D e acordo co m Harnik et al.
17
, o uso de sais degelantes te m efeito tanto nega-
tivo como positivo sobre o dano po r congelamento. A maioria da deterioração se -
vera
por sa l é
conseqüência
do s
dois efeitos.
O
efeito
d e
super-resfriamento
do sal
n a água (isto é , a redução d a temperatura de formação d e gelo) pode s er visto como
efeito positivo. P o r outro lado, os cinco efeitos negativos são: (1) aumento no grau
de saturação do concreto devido ao caráter higroscópico do sal; (2) aumento no
efeito destrutivo quanto a água super-resfriada no s poros por fim congela; (3) de-
senvolvimento de tensões diferenciais como resultado do congelamento camada a
camada do concreto devido a gradientes de concentração de sal: (4) choque térmico
como resultado de aplicação a seco d e sais degelantes no concreto coberto p or neve
e gelo; e (õ) cristalização de sa l em soluções super-saturada s no s poros. E m geral,
os efeitos negativos associados à aplicação de sais de degelo superam o efeito p o-
sitivo. Assim, a resistência do concreto ao congelamento é significativamente
menor
sob a
influência combinada
de
congelação
e
sais
de
degelo.
* Normalmente, usam-se cloretos de amónia, cálcio ou sódio
Durabilidade
Figura 5 - 1 1 Método de predição da re s is tênc ia do concreto ao congelamento
(Betonghandboken, Svensk Byggjanst, Stockholm, 430-433, 1980).
G. Fagerlund, do Swedish Cement and Concrete Research Institute, propôs um método de pre-
dição da resistência do concreto ao congelamento que enfatiza a importância do grau crítico
de saturação. A resistência ao congelamento Fé avaliada como uma diferença entre o grau crí-
tico de saturação S
C
.
it
e o atual grau de saturação S
alltal
. O grau de saturação da água é de-
finido como a razão entre o volume total de água evaporável a 105"C e o volume total de poros
abertos do espaço disponível antes do congelamento. O microponto na curvo de saturação da
água, S os. Eg / EQ (i.e., o módulo de elasticidade dinâmico residual após seis ciclos gelo-de-
gelo) resulta em S
c r i £
. A Figura 5-1 (a) mostra exemplos de determinação do Separa um con-
creto
sem ar
incorporado (Tipo
1) e um
concreto contendo
7,1% de ar
incorporado. Pode-se
obter uma estimativa do S
atua
iatravés de um ensaio de absorção de umidade ou de sucção ca-
pilar simples. Como indicado na Figura 5-1 l(b), o ponto de intersecção em uma curva degrau
de saturação os. raiz quadrada do tempo para absorção da água corresponde ao grau de sa-
turação capilar S
cap
. No ponto de intersecção, todos os poros de gel e capilares estão preen-
chidos com água; os poros de ar maiores são os últimos a serem preenchidos e a uma velocidade
mais lenta. A resistência ao congelamento, expressa como uma diferença entre S
crtl
e S
atua
[
para concreto exposto à absorção de água por longos períodos, pode ser determinado grafica-
mente.Por exemplo, como indicado na Figura 5-1 l(c), o concreto sem ar incorporado (Tipo 1)
será danificado pelo congelamento (F>0) após cerca de 200 h de absorção de água contínua,
enquanto o concreto com ar incorporado (Tipo II) não será danificado mesmo após longa ex-
posição à absorção de água.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 16/39
15 0 Microestrutura e Propriedades do Concreto Endurecido
5 10
Efeito
d o
Fogo
A segurança humana n a ocorrência de fogo é u m a d a s considerações n o projeto d e
edifícios residenciai s, públicos e industriais. O concreto t em demonstrado uma boa
vantagem nesse aspecto. A o contrário d a madeira e dos plásticos, o concreto não é
combustível e não emite gases tóxicos quando exposto a altas temper aturas. Dife-
rentemente do aço, quando submetido a temperaturas da ordem de 700 a 800°C,
o concreto é capaz de conservar resistência suficiente p or períodos razoavelmente
longos, permitindo operações de resgate co m redução d o risco de colapso estrutu-
ra l . Por
exemplo,
em 1972,
quando
um
edifício
d e
concreto armado
com 31
anda-
res , em São Paulo (Brasil), foi exposto a fogo d e alta intensidade po r mais de 4 h.
mais de 500 pessoas puderam se r resgatadas porque o edifício manteve su a inte-
gridade estrutural durante o fogo. Deve-se no tar que, do ponto de vista da segu-
rança
ao
fogo
d e
estruturas
em aço, um
cobrimento
de 50 a 100 mm no
concreto
ou qualquer outro material resistente ao fogo é rotineiramente especificado pelas
normas
de
construção.
Como e m outros fenômenos, muitos fatores controlam a resposta do concreto a o
fogo. A composição do concreto é importante porque tanto a pasta de cimento
quanto o agregado consistem de componentes que se decompõem com o calor. A
permeabilidade do concreto, o tamanho do elemento e a taxa de aumento da t em-
peratura sã o important es porque governam o desenvolvimento de pressões inter-
n a s geradas pelos produtos de decomposição gasosa. Ensaios c om fogo mostraram
q u e o
grau
de
microfissuração
e ,
portanto, também
a
resistência
do
concreto
são
influenciados pelas condições d e ensaio (isto é, se os corpos-de-prova sã o ensaiados
quentes
e sob
carga
ou
após resfriamento
à
temperatura
e
umidade ambientes).
Novamente, o comportamento real de um concreto exposto à alta temperatura
também
é
resultado
de
muitos fatores
qu e
interagem simultaneamente,
o que é
muito complexo para u m a análise precisa. Entretanto, com o objetivo de com-
preender a importância destes fatores, alguns deles sã o discutidos a seguir.
5.10.1 Efeito
d a
alta temperatura
na
pasta
de
cimento hidratada
O efeito do aumento de temperatura n a pasta de cimento hidratada depende do
grau.
d e
hidratação
e do
estado
de
umidade.
U m a
pasta
de
cimento Portland
b e m
hidrat ada, conforme descrito anteriormente, consiste-se principalmente de silica-
t os de cálcio hidrat ados (C-S-H), hidróxido d e cálcio e sulfoaluminatos d e cálcio h i-
dratados. U m a pasta saturada contém grandes quantidades de água livre e água
capilar, além
de
água adsorvida.
Os
diversos tipos
de
água
sã o
perdidos rapida-
mente com o aumento da temperatura no concreto. N o entanto, do ponto de vista
d e proteção ao fogo, deve-se observar que , devido ao considerável calor de vapori-
zação necessário para conversão d a água em vapor, a temperatura do concreto não
aumentar á a té toda a água evaporável tiver sido removida.
A presença de grandes quantidades de água evaporável pode causar um pro-
blema. Se a taxa de aquecimento fo r alta e a permeabilidade da pasta de cimento
fo r
baixa, podem aparecer danos
n o
concreto
em
forma
de
lascamento superficial.
Durabilidade 151
O
lascamento ocorre quando
a
pressão
do
vapor dentro
do
mater ial aumenta
a
u m a taxa maior do que o alívio de pressão pela dispersão do vapor n a atmosfera.
Quando a temper atura atinge aproxima damente 300°C, a água interlamelar do
C-S-H e par te da água quimicamente combinada do C-S-H e dos sulfoaluminatos
hidratados também se perderão. U m a posterior desidratação da pasta de cimento
devida
à
decomposição
do
hidróxido
de
cálcio começa
a
cerca
de
500
U
C,
m a s t e m -
peraturas da ordem de 900°C sã o necessárias para a decomposição completa do
C-S-H.
5.10.2 Efeito da alta temperatura no agregado
A porosidade e a mineralogia do agregado parecem exercer u m a importante in-
fluência sobre
o
comportamento
do
concreto exposto
ao
fogo. Dependendo
d a
taxa
de aquecimento e dimensão, permeabilidade e umidade do agregado, o s agregados
porosos podem
se r
suscetíveis
à
expansão destrutiva, levando
ao
empipocamento
do tipo descrito no caso de ataque po r congelamento. Agregados de baixa porosi-
dade, entretanto, podem ficar livres de problemas relacionados a movimento da
umidade interna.
Agregados silicosos contendo quartzo (granito e arenito, po r exemplo) podem
causar danos ao concreto a cerca de 573°C, porque, a essa temperatura, a trans-
formação d o quartzo da forma a em (3 está associada à expansão súbita da ordem
de 0,85%. N o caso de rochas carbonáticas, u m dano similar pode se iniciar acima
de 700°C como resulta do da reação de descarbonatação. Além da s possíveis trans-
formações
de
fase
e
decomposição térmica
do
agregado,
a
mineralogia deste
de -
termina a resposta do concreto ao fogo também de outras formas. P o r exemplo, a
mineralogia
do
agregado determina
as
expansões térmicas diferenciais entre
o
agregado e a pasta de cimento e a resistência última da zona de transição na in-
terface.
5.10.3 Efeito da alta temperatura n o concreto
N a Figura 5-12 os dados de Abrams
IS
ilustram o efeito d a exposição de cur ta du -
ração, at é 870°C, sobre a resistência à compressão de corpos-de-prova de concreto
com uma fc média de 27 MPa antes da exposição. A s variáveis incluem
tipo
de
agregado
(carbonático, silicoso o u leve de argila expandida) e
condições de ensaio
(aquecido s em prévio carregamento e ensaiado quente; aquecido co m carregamento
equivalente ao nível de tensão de ruptura de 40% e ensaiado quente; e ensaiado
se m
carregame nto prévio após resfriamento
e m
temperatura ambiente).
Quando aquecidos se m carregamento e ensaiados quentes (Figura 5-12a), os
corpos-de-prova confeccionados
com
agregado
de
origem carbonática
e
agregado
arenoso leve (60% do agregado miúdo fo i substituído p or areia natural) retêm mais
de 75% da resistência a temperaturas a té 650°C. A esta temperatura, os corpos-
de-prova contendo agregados silicosos retêm apenas 25% da resistência original;
eles conservaram 75% da resistência original a té cerca de 427°C. O melhor de -
sempenho
d os
concretos contendo agregado carbonático
o u
agregado leve frente
a
u m a temperatura mais alta de exposição pode se r devido tanto à zona de transi-
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 17/39
1 5 2 Microestrutura e Pr opr ie dade s d o Concreto Endurecido
ção n a interface mais forte quanto à menor diferença n os coeficientes d e dilatação
térmica entre a matriz argamassa e o agregado graúdo.
A s resistências do s corpos-de-prova ensaiados quentes, m a s carregados à com-
pressão (Figura 5-12b), ficaram
até 25%
mais altas
do que as dos
corpos-de-prova
s e m carregamento, m a s o desempenho superior do s concretos co m agregado ca r -
bonático ou agregado leve fo i reafirmado. No entanto, o efeito da mineralogia do
agregado n a resistência do concreto (Figura 5-12c) fo i reduzido significativamente
quando os corpos-de-prova foram ensaiados após resfriamento a 21°C, muito p ro -
vavelmente como resultado da microfissuração n a zona de transição na interface
associada à retração térmica.
N a faixa de resistência entre 2 3 a 4 5 M P a , Abrams concluiu que a resistência
original do concreto tinha pouco efeito sobre a porcentagem da resistência à com-
pressão mantida após
a
exposição
à
al ta temperatura.
E m
e studo posterior
19
,
ob-
servou-se q u e , quando comparados à resistência à compressão de corpos-de-prova
aquecidos, os módulos de elasticidade de concreto feito com os três tipos de agre-
gado caíram mais rapidamente com o aumento da temperatura. P or exemplo, a
304 e
427°C,
os
módulos ficaram entre
70 e 80% e 40 e 50% do
valor original,
r e s -
pectivamente. Isso pode se r atribuído à microfissuração na zona de transição n a
interface, q u e t em u m efeito mais danoso sobre a resistência à flexão e módulo de
elasticidade do que sobre a resistência à compressão do concreto.
5 .10.4 Compor tamento d o c o n c r e t o d e al ta res is tência exposto a o fogo
Pesquisas em laboratório e e m campo demonstraram que o concreto de alta resis-
tência se comporta de maneira diferente quando exposto a condições de exposição
de calor semelhantes, se comparado ao concreto de resistência normal. O concreto
de alta resistência t e m u m a perda de resistência diferente quando submetido a
cargas térmicas, co m maior tendência a lascar de maneira explosiva. A s normas
de projeto de incêndio existentes basearam-se no concreto de resistência normal,
e a
extrapolação
do s
procedimentos pode
n ão se r
apropriada para
o
concreto
de
alta resistência. Esses procedimentos também nã o consideram a possibilidade da
ruptura po r lascame nto explosivo n o concreto de alta resistência. Mesmo q u e p es -
quisas intensivas tenham sido feitas neste campo na última década, os resultados
sã o
bastante sensíveis
à s
condições
de
carregamento,
às
dosagens
do
concreto,
à re-
sistência à compressão original e ao teor de umidade. Phan e Carino- analisaram
muitas dessas variáveis.
Como exemplo d o comportamento do concreto d e alta resistência exposto a altas
temperaturas , examinemos os resultados d e u m estudo experimental de Phan e
Carino
23
. Nesse tr abalho, corpos-de-prova cilíndricos
de
concretos
de
alta resis-
tência (CAR), de 10 cm por 20 cm, foram aquecidos a diferentes temperatu ras e
carregados a t é ruptura ainda aquecidos ou após voltar à temperat ura ambiente.
A temperatura máxima fo i 600°C e a taxa de aquecimento fo i 5°C/min. O concreto
de
alta resistência
fo i
confeccionado
com e sem
sílica ativa,
co m
relações água/ci-
mento variando de 0,22 a 0,57, e resistência à compressão entre 51 e 93 MPa. As
principais conclusões do estudo estão listadas a seguir.
Durabilidade
1 5 3
•(0
—.2 c
S.2>
2 o
.2 w
fZ 5?
S e m carga
120
•—•'
Agr e gad o Si l i c oso
— • — Cal c ár i o
A g r e g a d o a r e n o s o l e v e
2 8 M P a d e
resistência original
2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 1 0 0 0
Te mpe r atur a ,
°C
( a )
1 2 0
.2 c
o
4 0
C a r r e g a d o a 0 , 4 f
c
6 0 0 8 0 0 1 0 0 0
Te mpe r atur a , °C
l b )
Re si s t ê nc i a r e s i dua l
s e m
carga
1 2 0 i - (Aquecido seguido por armazenamento
por? dias
a 21 C)
c •£
2 o
.2 ra
40
2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 1 0 0 0
Te mpe r atur a . °C
( c )
Figura 5 - 1 2 Efeito do tipo de a gre ga do e condições de ensaio sobre a r e s i s t ê nc ia a o fogo
(Abrams,
M . S . . Temperature
and
Concrete. AC I
SP-25.
p p.
33-5S. 1973).
Corpos-de-prova sem carga, aquecidos a 650"C e ensaiados quentes (a), mostram que o concreto
que contém agregado de calcário ou agregado leve mantém 75 da resistência original, en-
quanto
que o
concreto contendo agregado silicoso mantém apenas
25 cla sua
resistência.
Quando carregados a 40 da sua resistência (b). uma tendência semelhante foi observada, em-
bora todas as resistências tenham ficado cerca de 25 mais altas. No entanto, de acordo com
a Figura 5-l2c, independentemente do tipo de agregado, todos os concretos mostraram consi-
derável perda de resistência no resfriamento.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 18/39
15 4
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
Figura 5 - 1 3 D a n o s po r fogo n o r e v e s t i m e n t o de concreto do Ch an n e l T u n n e l [ F o t o g r a f i a c o r -
t e s i a
de
Paul Acker] .
Inaugurado
em 1994, o
Túnel
do
Canal
da
Mancha
[oi uma
conquista marcante
dci
engenharia
e realizou o antigo sonho de ligar a Inglaterra à França através de transporte em túnel suba-
quático. Mais
de
15 bilhões
de
dólares foram gastos no projeto que usou os mais avançados ma-
teriais e técnicas de construção, incluindo revestimentos com concreto de alta resistência com 50
MPa. Em 18 de t iouejnòro d e 1 3 9 6 , Ziouue u m incêndio-
1
". Felizmente, não houve vítimas fatais,
mas os danos foram grandes. Cerca de 50 m do revestimento do túnel foi danificado
e,
em algu-
mas regiões, sua espessura foi reduzida de 40para 17 cm. O lascamento do concreto, causado pelo
fogo, provocou deformação em alguma-s seções da armadura. É interessante notar
q u e o
estudo
pós-incêndío no concreto não danificado mostrou que a resistência à compressão estava em cerca
de 100 MPa.
2
' O revestimento foi reparado com concreto armado com fibras.
Durabilidade
1 5 5
1. Para o concreto exposto a temperaturas entre 100 e 300°C, a resistência ficou
maior para amostras ensaiadas após resfriamento
do que as
ensaiadas quen-
t e s . Para o concreto exposto a tempera turas maiores qu e 400°C, a tendência foi
inversa.
2. Pré-carregar a s amostras em até 40% da resistência à compressão e m tempe-
ratura ambiente nã o teve efeito n a redução da resistência.
3. Dosagens de alta resistência feitas c om relação água/material cimentício igual
a 0,22
apresentaram menor perda
de
resistência
do que
aquelas
c om
relação
d e
0.33. Para dosagens feitas c om relações entre 0,33 e 0,57, o comportamento foi
mais complexo e dependia do método de ensaio usado, o que tornou difícil che-
gar a conclusões definitivas.
4. Para corpos-de-prova pré-carregados, a sílica ativa nã o teve efeito n o compor-
tamento do concreto d e alta-resistência exposto a temperaturas elevadas. Para
corpos-de-prova nã o submetidos ao pré-carregamento, a sílica ativa n ã o teve
efeito n a resistência a té 300°C; entretanto, qua ndo ensaiados a temperaturas
mais altas, a s dosagens contendo sílica ativa indicar am maior perda de resis-
tência.
5. Amostras de concreto c om sílica ativa apres entar am maior resistência residual
(resistência após resfriamen to) do que amostras se m sílica ativa quando ex -
postas a temperaturas entre 150 e 250°C.
O concreto de alta resistência t e m u m a tendência maior a lascar do que o con-
creto d e resistência normal. O lascamento pode comprometer a integridade estru-
tural de um elemento e ameaçar a eficiência d a s atividades de resgate e combate
ao fogo. Anderberg
2
'
1
concluiu que o lascamento superficial aumen ta quan to maior
o teor de umidade, impermeabilidade do concreto, tensão de compressão p o r ca r -
regamen to externo, elevação da temperatura, distribuição assimétrica de tempe-
ratura, menores seções transversais
e
maior concentração
de
a rmadura .
O s
mecanismos de lascamento estão relacionados ao desenvolvimento da pressão de
vapor, aumento de tensão devido a cargas térmicas e variações volumétricas de -
vido a transformação de fase no agregado.
Em
p esquisas mais recentes sobre
o
lascamento
do
concreto
d e
alta resistência,
Phan e Carino
2
- chegaram à s conclusões a seguir apresentadas.
1. O lascamen to explosivo fo i observado quando a temperatura no centro do corpo-
de-prova ficou entre 200 e 325 °C.
2. O pré-carregamento parece t e r u m efeito mitigador no desenvolvimento do las-
camento explosivo.
3. Amostras de concreto moldadas co m relação ág ua/material cimentício igual a
0,22 mostraram um potencial maior para lascamento so b condições não-res-
tringidas
do que
amostras moldadas
co m
relação
de 0,33.
Entretanto, quando
o ensaio f oi executado so b condições restringidas, o lascamento explosivo ap e -
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 19/39
Microestrutura e Pr opr ie dade s d o Concreto Endurecido
n a s ocorreu co m as amostras moldadas co m reJação de 0 ,33 . Amostr as confec-
cionadas co m relação água/material cimentício de 0 ,57 não apresentaram l a s -
camen to explosivo e m nenhuma d a s condições de ensaio.
4. A
sílica ativa
n ã o
teve in fluência significativa
n o
lascamento explosivo
em en -
saios realizados so b condições não-restringidas e restringidas.
Dois mecanismos foram propostos po r Bazant
25
para explicar o lascamento t é r -
mico explosivo: (a ) desenvolvimento de alta pressão no poro causada pela super-
saturação n a frente d e aquecimento: e (b) propagação da ruptura frágil. A criação
d e u m a alta pressão no s poros parece se r importante para desencadear o lasca-
ment o explosivo, u m a v ez q u e esse mecanismo de ruptura n ão t em sido observado
n o concreto seco. No entanto, assim q u e a s fissuras se abrem, h á u m maior vo -
lume disponível para
o
vapor
da
águ a, causando diminuição significativa
d a
pres-
são n o poro. A energia para propagar a s fissuras pode se r fornecida pela energia
d a pr essão gerada pelas tensões térmicas. O concreto d e alta resistência é mais f r á -
gil do que o
concreto convencional; portanto,
é
mais susceptível
ao
desenvolvimento
d a fissuração frágil e , conseqüentemente, a lasc amento explosivo quando exposto
a al tas temperaturas .
11 Deterioração do Concreto po r Reações Químicas
O s processos de deterioração no concreto desencadeados po r reações químicas, em
geral, m a s n ã o necessariamente, envolvem interações químicas entre os agentes
agressivos do ambiente e o s constituintes da pasta de cimento. A s exceções incluem
a s reações álcali-agregado, qu e ocorrem entre os álcalis presentes n a pasta de ci-
mento e certos minerais reativos no agregado, a hidratação tardia do CaO e MgO
cristalinos, quando presentes e m quantidades excessivas no cimento Portland, e
a formação d e etringita tardia.
E m u m a pasta de cimento Portland b em hidratada, a fase sólida composta por
hidratos de cálcio relativamente insolúveis (como o C-S-H. CH, e C-A-S-H) se en -
contra e m estado de equilíbrio estável com a solução d os poros de alto p H . Depen-
dendo
da
concentração
do s
íons
de Na
+
, K\ OH , o
valor
do pH
varia entre
12,5 e
13,5. O concreto de cimento Portland claramente fica em estado de desequilíbrio
químico quando e m contato com um ambiente ácido.
Teoricamente, qualquer ambiente com pH menor do que 12,5 pode se r conside-
rado agressivo, porque u m a redução da alcalinidade da solução d os poros levará à
desestabilização do s produtos de hidratação do s materiais cimentícios. Isso signi-
fica q u e a maioria d a s águas industriais e naturais será agressiva ao concreto de
cimento Port land. N o entanto, a taxa de ataque químico será função do pH do
fluído agressivo
e da
permeabil idade
do
concreto. Quando
a
permeabil idade
do
concreto é baixa e o pH do agente agressivo é superior a 6, a taxa de ataque qu í-
mico é lenta demais para s e r levada e m conta. Freqüentemente, o CO2 livre n a
água pura
e
águas estagnadas, íons ácidos como
SOI' e Cl n as
águas subterrâneas
Durabilidade 1 5 7
e mar inhas , e íons H
+
em algumas águas industriais sã o responsáveis pela di -
minuição do pH abaixo de 6, o que é nocivo ao concreto.
Deve-se observar, também, q u e o s ataques químicos n o concreto manifes-
tam-se através
de
efeitos físicos nocivos, como aumento
da
porosidade
e p e r -
meabilidade, diminuição da res is tência, fissuração e lascamento. N a prát ica,
vários processos químicos e físicos d a deterioração ocorrem ao mesmo tempo e
podem
a t é s e
re força r mutuamente . Pa ra
q u e
sejam compreendidos clara-
mente, os processos químicos podem s e r divididos e m três subgrupos e discu-
tidos individualmente, como mostra a Figura 5 -1 4 . Atenção especial será dada
ao a t aque po r sulfato, reação álcali-agregado e corrosão d a s a rmaduras , por
serem esses fenômenos os responsáveis pela deterioração na maioria d as e s -
t ru turas de concreto. Por f im, a última seção deste capítulo é dedicada à dura-
bil idade do concreto e m ambientes marinhos, pois es truturas costeiras e de
plataformas marinhas estão expostas a u m a gama de processos de deteriora-
ção . químicos e físicos inter-relacionados, q u e claramente demonstram a com-
plexidade do s problemas da durabil idade do concreto n a prática.
5,11.1 Hidrólise d o s c o m p o n e n t e s d a pas ta d e cimento
As águas subterrâneas, de lagos e de rios contêm pequenas quantidades de clo-
retos, sulfatos, e bicarbonatos de cálcio e de magnésio. Estas chamadas águas
duras
geralmente n ã o atacam os consti tuintes da paste de cimento Portland. A
água pura da condensação da neblina ou do vapor de água e a água mole d a
chuva ou da neve e do gelo derretidos contêm pouco ou nenhum íon de cálcio.
Quando estas águas entram
e m
contato
com a
pasta
de
cimento Portland,
t en -
d em a hidrolisar ou dissolver os produtos qu e contêm cálcio. Quando a solução
de contato atinge o equilíbrio químico, a hidrólise da pasta de cimento é inter-
rompida. Porém,
no
caso
de
água corrente
ou de
infiltração
s ob
pressão, ocorrerá
u m a diluição d a solução d e contato, o ferecendo condição para que a hidrólise con-
t inue. O hidróxido de cálcio é um dos consti tuintes d a s pastas de cimento Port-
land hidratadas
co m
maior susceptibi l idade
à
hidrólise
e m
função
de sua
solubilidade relativamente alta n a água pura (1 2 3 0 mg/l). Teoricamente, a hi-
drólise da pasta de cimento continua a t é q u e a maior parte do hidróxido de cál-
ci o tenha sido eliminada po r lixiviação. Co m isso, os constituintes cimentícios da
pasta de cimento endurecida ficam suscetíveis à decomposição química. Esse
processo, conseqüentemente, reflete e m géis d e sílica e alumina co m pouca ou ne-
nhuma resistência. Os resultados de duas pesquisas mostrando perda de resis-
tência da s pastas de cimento po r lixiviação do calcário sã o citadas po r Biczok.
26
Também de acordo co m Terzaghi
27
, u m concreto qu e perdeu cerca d e u m quarto
d e seu conteúdo original de calcário teve s u a resistência original reduzida
à metade.
Além
da
perda
de
resistência,
a
lixiviação
do
hidróxido
de
cálcio
do
concreto
pode s er considerada indesejável p or razoes estéticas. Freqüentemente, o produto
lixiviado interag e com o CO2 presente no ar e forma u m a crosta esbranquiçada de
carbonato
de
cálcio
n a
superfície.
O
fenômeno
é
conhecido como eflorescência.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 20/39
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158
Durabilidade 1 5 9
5.11.2 Reações d e troca catiônica
Co m base n a troca de cátions, os três tipos de reações deletérias qu e podem ocor-
re r entre a s soluções químicas agressivas e os componentes d a pas ta de cimento
Portland sã o apresentados a seguir.
Formação d e sais solúveis d e cálcio. A s soluções ácidas contendo ânions, que fo r-
m a m sais solúveis de cálcio, sã o encontradas freqüentemente em ambientes in -
dustriais. P or exemplo, ácido clorídrico, sulfúrico, ou nítrico podem estar presentes
em efluentes d a indústria química. Ácido acético, fórmico, o u lático sã o encontra-
dos em
mu itos produtos alimentícios.
O
ácido carbônico, HsCOj, está presente
em
refrigerantes e águas naturais co m alta concentração de CO2. As reações de troca
catiônica entre soluções ácidas
e os
constituintes
da
pasta
de
cimento Portland
re -
sultam em aumento do s sais solúveis de cálcio, como cloreto de cálcio, acetato de
cálcio e bicarbonato de cálcio q u e são removidos po r lixiviação.
Através da s reações de troca catiônica. a s soluções de cloreto de amónia e sul-
fato de amónia, encontradas comumente n a indústria de fertilizantes e n a agri-
cultura, sã o capazes d e transformar componentes da pasta de cimento e m produtos
altamente solúveis, po r exemplo:
2NHjC1 + Ca(OH)a -» CaCla + 2 NH
4
OH (5-1)
Deve-se nota r que, como o s dois produtos da s reações sã o solúveis, os efeitos d o
ataque sã o mais severos do que, po r exemplo, co m u m a solução d e MgCk que p ro -
du z
CaCb
e
Mg(OH>>.
P o r s e r
insolúvel,
a
formação deste último
nã o
aumenta
a
porosidade e permeabilidade do sistema .
Devido a certas características do
ataque
de
ácido carbônico
n a pas ta de ci-
mento, é aconselhável estudá-lo mais detalhadamente. A s reações de troca catiô-
nica entre o ácido carbônico e o hidróxido de cálcio presen tes n a pas ta d e cimento
Portland hidratada ocorrem da seguinte forma:
Ca(OH)2 + HíCOí CaCCh + 2HaO (5-2)
CaCOa
+ CO* + HzO ->
Ca(HC0
3
)
2
(5-3)
Após a precipitação de carbonato de cálcio, q u e é insolúvel, a primeira reação
pára, a menos qu e algum CO2 livre esteja presente n a água. Pela transformação
do carbonato de cálcio e m bicarbonato solúvel, de acordo com a segunda reação, o
CO2 livre auxilia a hidrólise do hidróxido d e cálcio. Como essa reação é reversível,
certa quantidade
de CO2
livre, chamado
de CO2 de
equilíbrio,
é
necessária para
manter a reação de equilíbrio. Assim, todo e qualquer CO2 livre excedente, acima
do CO2 de
equilíbrio, seria agressivo
à
pasta
de
cimento, pois,
a o
deslocar
a se-
gunda equação (5-3) para a direita, aceleraria o processo de transformação do hi-
dróxido
de
cálcio presente
n a
pasta
de
cimento
em
bicarbonato
de
cálcio solúvel.
O teor de CO2 de equilíbrio n a água depende d e su a dureza (que está relacionada
à
quantidade
de
cálcio
e
magnésio presentes
n a
água).
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 21/39
16 0
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
Deve-se observar
que a
acidez
n a
água natural geralmente
se
deve
ao CO2 dis-
solvido, que é encontrado e m concentrações significativas e m águas minerais, m a-
r inhas e subte r râneas qu e podem t e r tido contato co m res íduos de animais e
plantas
e m
decomposição.
A
água subterrânea normal contém
de 15 a 40 mg/l de
CO2; entretanto, concentrações da ordem de 150 mg/l não são incomuns. Normal-
mente, a água d o m ar contém de 35 a 60 mg/ de CO2. Como regra, quando o pH da
água subterrânea ou mar inha é igual ou maior que 8, a concentração do CO2 livre
normalmente é insignificante; quando o pH é mais baixo que 7 , pode haver u m a
concentração nociva de CO2.
Formação de s a i s de cálcio insolúveis e não-expansivos. Certos ãnions, quando
presentes e m água agressiva, podem reagir com a pasta de cimento e formar sais
d e cálcio insolúveis. S u a formação pode n ã o causar danos ao concreto, a menos
q u e o produto de reação seja expansivo (ver adiante) ou removido po r água cor-
rente, p or infiltração 011 tráfego d e veículo. O s produto? da reação entre o hidróxido
de cálcio e os ácidos oxálico, tartárico, tânico, húmico, hidrofluórico ou fosfórico
pertencem à categoria de sais de cálcio insolúveis e não-expansivos. Quando o con-
creto é exposto a resíduos de animais e plantas e m decomposição, geralmente, a
presença de ácido húmico causa deterioração química.
Ataques químicos p or soluções contendo sais de magnésio. Cloreto, sulfato o u
bicarbonato de magnésio sã o encontrados freqüentemente e m água subterrânea,
mar inha e alguns efluentes industriais. As soluções de magnésio reagem pronta-
mente com o hidróxido de cálcio presente na pasta de cimento Portland e formam
sais de cálcio solúveis. Como discutido na próxima seção, a solução de MgSO-i é
bastant e agressiva p or causa do ataque po r sulfato a os hidratos contendo alumina
presentes n a pasta de cimento Portland.
U m aspecto característico do ataque por íon de magnésio n a pasta de cimento
Port land é que o ataque acaba por se estender ao silicato d e cálcio hidratado, prin-
cipal constit uinte cimentício. E m contato prolongado com a solução de magnésio,
o C-S-H na pasta hidratada de cimento Portland perde gradua lmente íons de cál-
cio , que são parcialmente ou , às vezes, completamente sub stituídos pelos íons de
magnésio. O produto final dessa reação de substituição é um silicato de magnésio
hidratado, cuja formação está associada à perda de características cimentícias.
5 12
Reações Envolvendo
a
Formação
de
Produtos Expansivos
A s
reações químicas
q ue
envolvem
a
formação
de
produtos expansivos
n o
concreto
e n-
durecido podem levar a certos efeitos danosos. A expansão pode, primeirame nte, ocor-
r e r s em qualquer dano ao concreto, m a s o aumento da s tensões internas causa
fechamento
de
juntas
de
expansão, deformações, deslocamentos
em
diferentes
p a r -
t e s d a estrutura, fissuração, lascamento e pipocamento. O s quatro fenômenos asso-
ciados à s reações químicas expansivas são : ataque p or sulfato, reação álcali-agregado,
hidratação tardia de CaO e MgO livres e corrosão da armadura do concreto.
Durabilidade
161
5 1 3
Ataque
po r
Sulfato
A maioria do s solos contém sulfato na forma d e gipsita CaSO^^HsO (normal-
mente de 0 ,01 a 0 ,05% expresso como SO^i)- Essa quantidade é considerada i n o -
fensiva ao concreto. A solubil idade da gipsi ta n a água em t empera tu ra normal
é bas tante l imi t ada (aproximadamente 1.400 mg/1 SO4). Normalmente , co n -
centrações maiores
de
sulfato
n a s
águas subte r râneas
se
devem
à
presença
de
sulfatos de magnésio, sódio e potássio. O sulfato de amónia está freqüente-
mente presente n a s t e r ras e águas agrícolas . Efluentes de fornos (q u e usam
combustíveis
co m
alto teor
de
enxofre)
e da
indústria química podem conter
ácido sulfúrico. A decomposição de matéria orgânica e m pântanos, lagos rasos,
poços de mineração e tubulação de esgoto costuma levar à formação do gás H2S,
q u e se
t rans forma
e m
ácido sulfúrico pela ação bacteriana.
A
água usada
em
torres de res f r i amento em concreto também pode conter alta concentração de
sulfato devido à evaporação. Dessa maneira, n ão é raro encontrar concentra-
ções
de
sulfato potencialmente deletérias
em
águas industriais
e
naturais .
Sabe-se q u e degradação do concreto como resultado d a s reações químicas
ent re o cimento Port land hidrat ado e os íons sulfato oriundos d e u m a fonte ex -
terna adquire duas formas
q u e são
dis t intas entre
si .
Qual
do s
processos
de
deterioração v a i predominar , em cada caso, va i depender d a concentração e da
fonte do s íons sulfato (isto é, o cátion associado) n a água de contato e da com-
posição da pas ta de cimento no concreto.
O a t aque po r sulfato pode se mani fes t a r n a forma de expansão e fissuração
do concreto. Quando o concreto fissura, s u a permeabil idade aumenta e a água
agressiva penetra mais facilmente
em seu
interior, acelerando, portanto,
o p ro -
cesso de deterioração. Algumas vezes, a expansão do concreto pode causar p ro -
blemas estruturais graves, como o deslocamento de pa redes d e edificação
devido
à
pressão horizontal
d e u m a
laje
em
expansão.
O
a t aque
p or
sulfato
também pode se mani fes t a r n a diminuição progressiva de resistência e perda
de massa devido à pe rda da coesão do s produtos de hidratação do cimento. N a
seqüência, apresenta-se
u m a
breve revisão
de
alguns aspectos teóricos
de fa-
lhas causadas pelos sulfatos, históricos de casos selecionados e controle d o a t a -
q u e p o r sulfato.
5.13.1 Reações químicas ri o a t aque p o r sulfato
O hidróxido de cálcio e a s fases presentes no cimento Port land hidratado q u e
contêm alumina sã o mais vulneráveis a o a t aque po r íons sulfato. N a h idra ta -
ção ,
cimentos Portland
co m
mais
de 0% de GíA
potencial conterão
a
maior parte
da a lumina sob a forma de monossulfato hidratado, CaA-CS-His. Se o teor de
C3A do cimento fo r maior do que 8%, os produtos de hidratação também con-
terão CsA-CH-His. Devido
à
presença
de
hidróxido
de
cálcio
n a
pasta
de
cimento
Port land hidratada, quando esta entra e m contato co m íons sulfato, ambos os
hidratos qu e contêm alumina se convertem à forma al tamente sulf atada (etrin-
gita, C3A-3CS-H32), como mo str am
a s
seguintes equações:
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 22/39
16 2
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
CaA-CH-His + 2 C H + 3 S + 1 1 H OA-3CS-H.32 (5-4)
CsA-CS-His + 2CH + 2S + 12H CÍA-3CS-H
3
2 (5-5)
É consenso q u e a s expansões n o concreto relacionadas ao sulfato s ão associadas
à etringita; no entanto, os mecanismos pelos quais a formação d e etringita causa
expansão representam ainda u m t ema controverso.
2S
A pressão exercida pelo cres-
cimento do s cristais de etringita e a expansão resultante da adsorção de água em
meio alcalino p o r u m a etringita pouco cristalina sã o duas d a s diversas hipóteses
aceitas pela maioria do s pesquisadores.
A formação de gipsita como resultado d a s reações de troca catiônica também
pode causar expansão. Entret anto, tem-se observado-
5
que a
deterioração
da
pasta
de cimento Portland endurecida pela formação d e gipsita se dá através de um pro -
cesso
qu e
primeiro leva
à
redução
do pH do
s is tema
e
perda
da
rigidez
e
resistên-
cia, seguida pela expansão e fissuração e, po r f im, pela transformação d o concreto
e m u m a massa pastosa ou não-coesiva.
Dependendo do tipo de cátion associado à solução de sulfato (Na , K
+
o u Mg
2+
),
t anto o hidróxido d e cálcio quanto o C-S-H presentes na pasta de cimento Portland
hidratada podem se converter e m gipsita pelo ataque po r sulfato:
NaaSOo + Ca(OH)a + 2 H . 0 -» C a S 0 2 H
2
0 + 2NaOH (5-6)
MgSO, + Ca(OH)
2
+ 2HaO - CaS0-,-2H
2
0 + Mg(OH). (5-7)
3MgSOí + 3Ca0-2Si02'3H
a
0 + 8 H
a
O
-* 3(CaS04'2H
2
0)+3Mg(0H)s +2Si02-H
2
0 (5-8)
N o caso do ataque po r sulfato de sódio, a formação de hidróxido de sódio como
subproduto da reação assegura a manutenção da alta alcalinidade n o sistema, que
é
essencial para
a
estabilidade
do
produto
da
hidratação, C-S-H.
P o r
outro lado,
no
caso do ataque po r sulfato d e magnésio, a conversão d o hidróxido d e cálcio em g ip -
sita
é
acompanhada pela formação simultânea
de
hidróxido
de
magnésio,
que é
insolúvel e reduz a alcalinidade do sistema. N a ausência de íons hidroxila na so-
lução, o C-S-H deixa d e s e r estável e também é atacado pela solução de sulfato
(Eq . 5 -8 ) . O sulfato de magnésio, portanto, é mais severo no concreto.
5.13.2 Formação d e etringita tardia*
Este caso de ataque químico po r sulfato acontece quando a fonte d e íons sulfato é
interna (dentro
do
concreto)
em vez de
externa.
O
fenômeno
n ão é
novidade; ocorre
quando u m agregado contaminado co m gipsita ou cimento contendo u m teor de
sulfato muito alto é usado n a produção de concreto. Recentemente, casos de fo r-
mação de etringita tardia foram relatados e m elementos de concreto curados a
vapor. A etringita n ão é u m a fa se estável acima de 65°C, decompondo-se para fo r-
m a r monossulfato hidratado se a s t empera turas da cura térmica a vapor utiliza-
*
Formação
de
etringita tardia
(DEF -
delayed ettringite formation).
Durabilidade
1 6 3
d as n o processo de fabricação forem superiores a 65°C. Os íons sulfato liberados
pela decomposição
d e
etringita
s ão
adsorvido s pelo silicato
d e
cálcio hidratado.
Pos-
teriormente, durante a utilização da estrutura, quando os íons sulfato s ã o dissol-
vidos, a formação d a nova etringita causa expansão e fissuração (ver Figura 5-15).
(a) (b)
Figura 5 - 1 5 (a ) Representação diagramática da ex p an são de a r g a m a s s a ou concreto causada pela
f o r m ação
de
etr ingi ta tardia
( D E F -
delayed et t r ingi te formation) (Taylor , H.F.W.; Faray,
C.;
Scr ivener , K . L . . Delayed et t r ingi te formation. Cem.
Concr.
Res., v . 31 , n . 5 , pp . 683-693, 2001]; (b) Mi -
crograf ia obt ida po r microscopia eletrônica de v a r r ed u r a d e u m a a r g am assa a t acad a p o r D E F . A amos-
t r a f o i a r m azen ad a por 4 h à 20 C. aquecida a 90°C for 12 b e , p o s t e r i o r m en te , a r m azen ad a em água
p o r 6 0 0 dias (micrografia cedida p o r C . Famv).
.4
expansão
na
pasta causada pela formação
de
etringita tardia origina fissuras
na
pasta
e n a
interface
pasta-agregado. Subseqüentemente,
a
etringita
se
recristaliza
nas
fissuras
a
partir
de
cristais submi-
croscópicos dispersos
ao
longo
de
toda
a
pasta
de
cimento.
H á u m a concordância geral entre os pesquisadores q u e a expansão relativa à
formação de etringita tardia está associada à existência de fontes de sulfato in -
ternas e que a etringita formada é pouco cristalina. Alguns pesquisadores acredi-
t am q u e a decomposição da etringita primária, pela cura térmica co m vapor a
elevadas temperaturas, seguida pela adsorção do s íons sulfato pelo C-S-H e sua
subseqüente dessorção para voltar a formar u m a etringita secundária dentro dos
produtos d a hidratação do cimento de primeira idade sã o condições necessárias
para o fenômeno d e formação tardia da etrin gita. Outros pesquisadores, incluindo
Collepardi
30
, observaram que a formação de etringita tardia nã o está limitada a
peças d e concreto submetidas à cura térmica e que sorção-dessorçao d o sulfato pelo
C-S-H não é essencial para o fenômeno. Collepardi propôs a s seguintes hipóteses:
(a)
Microfissuras resultante s
do
processo
d e
fabricação
d o
concreto,
o u
reações
qu í-
micas como reação álcali-sílica, o u condições d e carregamento n a execução, a u-
mentam
a
permeabilidade
do
concreto;
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 23/39
1 6 4 M i c r oe s t r u tu r a e P r op r i e d ad e s d o C on c r e to En d u r e c i d o
(b) lons sulfato s ã o liberados pelos produtos da hidratação do cimento ou têm o ri-
g em em outras fontes;
(c) A presença da água é necessária para a migração iônica no interior do
concreto;
(d) A deposição d e etringita ocorre dentro de microfissuras existentes, que se p ro -
pagam
po r
expansão
ou
crescimento
de
cristais
de
etringita.
U m a representação diagramática do enfoque holístico d e Collepardi para a fo r-
mação de etringita tardia relacionada à expansão e fissuração é exibida n a
Figura 5-16.
- Ret ração térmica e por secagem
restringida
- Cura a vapor po r alta temperatura
- Carregamento severo duran te o u s o
- Distribuição d e t e n s ã o e x o —
e
não-uni forme
no
concreti
protendido
Alta
perme
Presença
.;d.è.ágúa
â
Sulfato tardio
liberado po r fonte
interna
Agregado contaminado
po r gípsita, ou liberação
d e sulfato peio C - S - H
DEF - formação d e etringita tardia
Figura 5 - 1 6 Enfo que ho l í st ico par a expans ão e f i s s u ra ç ã o p o r fo rma ç ã o de e t ring i ta tard ia .
5.13.3 Histórico d e casos s e l ec ionados
U m interessante caso de a t aque po r sulfato po r água de fonte no s pi lares d a
ponte do Rio Elbe e m Magdeburg, Alemanha, é relatado p or Biczok
:íl
. A ope-
ração de instalação de pi lar e m u m a caixa pneumática gerou u m a fonte. A água
da
fonte continha 2.040
mg /l d e SO s. A
expansão
do
concreto suspendeu
8 cm
os pi lares em 4 anos e causou u m a extensa fissuração, tornando necessária a
s u a demolição e reconstrução. Natura lmente, tais ocorrências de expansão por
sulfato podem s e r evitadas po r meio d e u m a pesquisa sobre a s condições do
meio
no
qual
a
es t ru tura
v a i s e r
exposta
e por
meio
d e u m a
proteção adequada
cont ra o a t aque p or sulfato, quando necessário.
Bellport
32
descreveu a experiência do U.S . Bureau of Reclamation a respeito
do a t aque po r sulfato e m es trutu ras hidráulicas localizadas e m Wyoming, M o n -
tana, Dakota
do Su l ,
Colorado
e
Califórnia.
E m
alguns casos,
o
teor
de
sulfato
solúvel do solo chegava a elevados valores, como 4,55%, e a concentração de
sulfato d a água e r a d e 9.900 mg/L Muitos casos de deterioração severa de es-
D u r ab i l i d ad e
1 6 5
t r u t u r a s de concreto de 5 a 30 anos de idade foram relatados. Estudos de pes-
quisas mostraram
q u e
cimentos resis tentes
ao
sulfato, contendo baixo
CsA, ob-
t iveram desempenho melhor d o q u e cimentos sem C 3 A e q u e cont inham
quantidades extraordinariamente elevadas de silicato tricálcico (58 a 76%).
Como resultado da exposição ao sulfato por 20 anos, foram relata das perd as
de
res is tência
e
massa
n a s
es t ru turas
de
concreto
da
Barragem
d e F t .
Peck
e m
Montana (Figura 5-17). O teor de sulfato da água subterrânea devido exclusi-
vamente a os sulfatos alcalinos, estava acima de 10.000 m g / l . U m a investigação
de amostras do concreto deteriorado (Figura 5 -1 8 ) acusou grandes quantidad es
de gipsi ta formada à s custas do s consti tuintes cimentícios normalmente p re -
sentes
n a s
pas tas
de
cimento Port land hidratadas^.
H á
relatos
de
casos simi-
lares de deterioração p o r sulfato e m solos de pradar i as no oeste do Canadá,
q u e contêm u m alto teor de sulfatos alcal inos (águas subterrâneas contêm de
4.000 a 9.000 mg/l de sulfato), d a ordem de 1 ,5%. Normalmente, como conse-
qüência
do
a t aque
po r
sulfato,
o
concreto
se
tornou relat ivamente poroso
ou
fraco, e , conseqüentemente, reduzido a u m a massa pastosa (não-coesa).
Verbeck
31
apresentou os resul t ados d e u m a invest igação de longa duração
sobre o desempenho do concreto e m solos sulfatados e m Sacramento, n a Cali-
fórnia. Foram utilizados corpos-de-prova de concreto feitos c om diferentes tipos
de cimento Port land e três consumos de cimento. O solo continha aproximad a-
mente 10% de sulfato de sódio. A deterioração do s corpos-de-prova de concreto
fo i avaliada po r meio de inspeção visual e pela medição d a res is tência e do mó-
dulo de elasticidade dinâmico após diversos períodos de exposição. A Figura
5 -1 9
mostra
os
dados
de
Verbeck referentes
ao
efeito
d o
teor
de C3A do
cimento
Port land e do consumo de cimento do concreto n a taxa média de deterioração.
O s resultados demonstram claramente q u e o consumo de cimento (q u e t em i n -
fluência direta n a permeabil idade do concreto) tinha mais efeito n a res is tência
a o sulfato do que a composição do cimento. P o r exemplo, relatou-se que o de-
sempenho
do
concreto contendo
39 0
kg/m
3
do
cimento
com 10% de C3A era de
duas a três vezes superior do que o concreto contendo 31 0 kg/m
3
de cimento
com 4% de CsA (Figura 5-19a). C o m u m cimento de alto C:iA (11% de CsA), o
teor efetivo de GA. na mistura pode s e r reduzido pela adição de pozolanas, como
a
cinza volante (Figura 5-19b). melhorando, assim,
a
resistência
ao sulfato.
U m caso interessante de a t aque po r sulfato chamou a atenção do s autores ,
mostrando q u e o solo, a s águas subterrâneas, marinhas e indus t r i a i s n ão são
a s
únicas fontes
de
sulfato. Exis tem relatos
da
deterioração
do
graute entre
vigas e m balanço de concreto pré-moldado e vigas de concreto moldadas in loco
d a s a rquibancadas do Candlest ick Park Stadium em S ão Francisco, n a Cali-
fórnia
35
. Aparentemente, o graute n ão fo i compactado adequadamente durante
a construção. Assim, a lixiviação do mate rial cimentício resultou e m pe rda sig -
nificativa da res is tência* e causou a formação de es talact i tes de ca rbona to de
cálcio no entorno. A análise po r difração de raios X do material deteriorado
mostrou a presença de quantidades expressivas de etringita e gipsita como r e -
Testemunhou de groute apresentaram 4a/ M Pa de resistência à c o mp re s s ã o ao invés de 25 a
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 24/39
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
sul t ado do a t aque p o r sulfato. Nota-se q u e a j u n t a q u e contém o graute es tá lo-
calizada de 18 a 30 m acima do nível do solo. Como resultado d e u m a drenagem
insuficiente, verificou-se q u e a água da chuva t inha s e acumulado no entorno
d a
argamassa. Aparentemente, devido
à
poluição
do ar , o s
sulfatos presentes
n a água da chuva (veja quadro abaixo) pode causar altos níveis de deteriora-
ção d a a rgamassa ou mesmo do concreto. Isso pode acontecer quando o mate-
rial é permeável e quando, durante o projeto e a construção, n ão são tomadas
medidas adequadas pa ra se t e r u m a b o a drenagem da água.
Chuva Ácida e Durabilidade do Concreto
Amostras cole tadas para
o A i r
Re s ourc e s Boa rd m os t r a r a m
q u e o
valor médio
d o p H d a
c h u v a
n o
N or te
da
Califórnia variava
d e 4 . 4 e m S ã o
J o s é . . .
[ a ] p H 5 . 2 e m
D a v i s . . .
N e m
a
ocorrência
de
chuva ácida c onf ina da
ao s
centros urbann=
d^ . . No
Se que i s
N a-
t i o n a l P a r k
e n a
região
de
Ma m m oth La ke s ,
o
valor médio
d o p H d a
chuva entre
1 9 8 0 e
1 9 8 1
f icou
e m 4 . 9 e e m u m a
s e m a n a
a
média esteve
e m 3 . 5 .
Mesmo assim, esses registros f icam insignificantes
e m
c om pa ra ç ã o
c o m o s
níveis alar-
mantes
de
acidez encontrados
na
neblina.
E m
de z e m bro
d e 1 9 8 2 , a
ne bl ina
qu e
cobriu
o
Conda do de O ra nge a t ingiu a menor medida de todos os t e m pos . . . u m p H d e 1 . 7 e m C o -
rona
d e i M a r .
[Mesmo
a
neblina coste ira
q u e
cobre
a
ponte GoJden Gate
e m S a n
Fra n-
cisco teve registrado xirn
p H t ã o
ba ixo qua nto
3 . 5 ] . D e
acordo
c o m o D r .
Michael Hoffman
do
Ca l i fórn ia Ins t i tu t e
de
Pa s a de na ,
a
neblina próxima
à s
á r e a s urba na s ro t ine i r a m e nte
r e gi s t r a
p H
e nt r e
2 .5 e 3 .0 e
está carregada
de
poluentes , como sulfato, nitra t o. íons
d e
amónia , chumbo, cobre , níquel, vanádio
e
a ldeídos.
Fonte: Re la tór io
d e K .
Patrick Conner.
Publ i c a do
no San
Francisco Chronide,
3 de
j u n h o
d e 1 9 8 4 .
A
chuva ácida
é
provocada pelo homem;
n ã o é u m
f e nóm e no na tura l , s e ndo
q u e 9 0 %
dessa poluição [Região norte
do s
Estados Unidos]
v é m d a
c om bus tã o indus t r i a l
e
a uto-
m ot iva
dc
combustíveis fósseis . Esses poluen tes [cujo compo nente prin cipal
é o
dióxido
d e
enxofre ,
c o m o
óxido
de
n i t r ogé nio t a m bé m de s e m pe nha ndo
u m
papel importante]
s ã o
t r a ns por ta dos a t r a vé s
d a
vumosieva
a t é b e m
longe
d e
s ua s fonte s
. . .
Mi lha re s
de
lagos
e
r ios
. . . vém
sendo acidif icados, extinguindo
ou
r e duz indo
a
vida neles . [Entre outros
f a tor e s ]
a
chuva ácida pode
v i r a
c ont r ibui r pa r a
a
de te r ior a ç ã o
d a s
florestas. Edificações,
monumentos e outras estruturas feitas pelo homem estão sendo erodidas pela poluição do
ar e a
questão fundamental pode estar
no
problema
da
chuva ácida d i s s e
o D r . J .
Christopher Bernabo, dire tor executivo
do
p r o g r a m a
de.
avaliação nacional.
Fonte: Re la tór io
de
Philip Shabecoff .
Publ i c a do
no San
Francisco Chronicle.
2 4 d e
fevereiro
de 1985 .
Copyr ight
1 9 S 5 b y t h e N e w
Y ork T im e s Com pa ny. Re produz ido
so b
permissão.
Durabilidade 1 6 7
a
:
i í .
A
Figura
5 - 1 7
A ta que
po r
sulfa to
no con-
creto
n a
Barragem
de
Fort Peck,
1 9 7 1 ( F o -
tografias cedidas
p o r T . J .
Reading,
ex-Engenheiro
de
Materia is
do
Missouri
River Division
U . S .
Corps
of
Engineers) .
Nos
estados
das
Grandes Planícies,
ao
norte (Daliota
e
Moníana),
e s e
estendendo
até as
províncias
de
pradarias
do
Canadá,
a
água subterrânea pode conter
de 1.000 a
10.000
m g/l de SO-i nas
áreas
de
pouca
drenagem. Entre
1935 e 1966. o U.S.
Corps
of
Engineers construiu seis barragens
de
terra cruzando
a
parte superior
do Rio
Missouri; entretanto,
há
grandes estrutu-
ras
auxiliares
de
concreto, como túneis,
uma
bacia
de
dissipação, casa
de
força
e
vertedouro. Quatro
dos
seis projetos, inclu-
sive
a
Barragem
de Ft.
Peck (Montana),
contém mais
de 750 mil
metros cúbicos
de
concreto cada. Avaliado pela resistência
à
compressão
(48 a 60 MPa) de
amostras
ob-
tidas
a
partir
de
testemunhos
de 20
anos
de
idade,
o
concreto
de Ft.
Peck confeccio-
nado
com
cimento Portland Tipo
I (com 7
a 9 de
C:tA),
u ma
relação água/cimento
de 0,49 e um
consumo
de
cimento
de
335
kg/m',
é
considerado
de boa
quali-
dade (baixa permeabilidade).
Inspeções
nas
estruturas
de
concreto reali-
zadas entre
1957 e 1958,
após
20
anos
de
uso,
mostraram
que as
condições gerais
do
concreto
em Ft.
Peck estavam muito boas.
Entretanto, consideráveis ataques
por sul-
fato foram identificados
em
duas áreas:
n a s
lajes
do
conduto
da
turbina
e no
final
do
Túnel
1, à
jusante,
e na
parede
de des-
carga
de
água (mostrado
na
fotografia).
O
concreto deteriorado estava pastoso
e de-
sintegrando-se facilmente.
A
concentração
de
sulfato
da
água subterrânea, devida
quase
que
totalmente
ao
sulfato
de
sódio,
estava
em
cerca
de
10.000
mg/l.
Entre
1953 e 1971, a
área deteriorada
na
parede
de
descarga
de
água
se
ampliou, aumen-
tando
sua
profundidade para cerca
de
200 mm.
Análises mineralógicas
da
pasta
de
cimento
em
amostras
do
concreto dete-
riorado revelaram
que
grandes quantida-
des de gipsita haviam se formado a custa
do C-S-H e hidróxido de cálcio.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
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1 6 8 M i c r oe s t r u tu r a e P r op r i e d ad e s d o C on c r e to En d u r e c i d o
Le ge n d a
Q
- Quartzo
E
Etringita
G
- Gipsita
Amostra
d o muro ^
Amostra
d a íaje
23 21
11
F i gu r a 5 - 1 8 AnáJise
d e
d i f r a ç ã o
d e
r a i o s
X d o
c o n c re t o d e t e r i o ra d o d a
B a r r a g e m d e Fort Peck .
19 17 15 13
Graus
20 , C u Ka
A técnica de difração de raios X(DKX) oferece uma forma prática par a determinar a aná-
lise mineralógica de sólidos cristalinos. Se um mineral cristalino é exposto aos raios X
de um determinado comprimento de onda, as camadas de átomos difratam os raios e
produzem um padrão de picos que é característico do mineral A escala horizontal (ân-
gulo de difração) de um padrão típico de DRX fornece o espaçamento do arranjo crista-
lino, enquanto a escala vertical (altura do pico) fornece a intensidade do raio difratado.
Quando
uma
amostra submetida
à
análise
por
raios
X
contém mais
do que um
mine-
ral, a
intensidade
dos
picos característicos
dos
minerais individuais
são
proporcionais
às suas quantidades.
Os difratogramas referentes às amostras de pasta de cimento do concreto de Ft. Peck apre-
sentados for am obtidos usando radiação de cobre ka. Grandes quantidades de etringita
e gipsita foram encontradas nas amostras em. vez do C-S-H, Ca(OH):, e monossulfato hi-
dratado, que normalmente estão presentes em concretos de cimento Portland bem desen-
volvidos. Essa é uma prova inconte stável de forte ataque por sulfato no concreto. 0 pico
de quartzo no difratograma refere-se à contam inação da pasta de cimento pelo agregado.
5.13.4 Controle d o a t a q u e p o r sulfato
D e acordo com o BR E Digest
: f;
, os fatores que influenciam o ataque por sulfato são:
(1) a quantidade e natureza do sulfato presente, (2) o nível d a água e su a variação
sazonal, (3) o fluxo de água subterrânea e a porosidade do solo, (4) a forma d e cons-
trução e (5) a qualidade do concreto. Se não se pode impedir a água co m sulfato d e
atingir o concreto, a única defesa contra o ataque po r sulfato está no controle do
fator (5), como se discute a seguir. A taxa de ataque à es trutura do concreto com
todas suas superfícies expostas à água co m sulfato é menor do que quando a u m i -
dade pode se r perdida pela evaporação e m u m a o u mais superfícies. Assim, po -
rões, galerias, muros
de
arrimo
e
lajes sobre
o
solo
sã o
mais vulneráveis
do que
fundações e estacas.
Durabi l idade
1 6 9
120,-
C o n s u mo d e cimento
\ Cinza
C3A
%
ipo d e e
o 6
c
\ volante
\
a
%
C3A
%
cimento'0
íü
0
1 \
\ (1) 40
'0
7
TO
\ 2 \
(2 )
20 9
S* 4
- \ \ \ ( a )
0
11
o*1C0 \ \ \ (b) 0 5,1
1/3
c
\ \
h
\ w
0
2,2
2 4 6
Teor médio de C^ A %
(a)
2 -
100 150 200 250 300
C o n s u mo d e cimento, kg/m
3
(b)
Figura
5 - 1 9 E fe i t o s do t ipo e c o n s u mo d e c i me n t o e d a a d i ç ã o d e c inzas vo lan tes sobre
o a t a q u e p o r s u l f a t o ao c o n c re t o [ (a ) Ve rb e c k . G . J . . Performance of Concrete. Swe n s o n ,
E . G . . e d . , Un i v e r s i t y o f T o ro n t o P re s s . T o ro n t o , p p . 1 1 3 -1 2 4 . 1 9 6 8 : (b ) B ro wn , G . E . ; Oates,
D. B. , Concr. Int.. v . 5 , p p . 36-39. 19S3].
A
deterioração
do
concreto devida
a
ataque
por
sulfato pode
ser
controlada pelo consumo
de
cimento (a/c), tipo
de
cimento,
e
aditivos mi n e ra i s .
Os
resultados
de um
estudo
de
longo
prazo
com
corpos-de-prova
de
concreto expostos
a
solo sulfatado (contendo
10 de
NasSO-i)
em Sacramento, Califórnia, revelaram (figura à esquerda) que a baixa per meabilidade
do concreto (alto consumo de cimento) era mais importante na redução da taxa de dete-
rioração do que o teor de CA no cimento. A figura à direita mostra que, no caso de um ci-
mento Portland com alto teor de CA, a adição dc aditivos minerais (cinzas volantes)
oferece uma alternativa pra controlar o ataque por sulfato, reduzindo o teor efetivo de CA
no material cimentício total.
A qualidade do concreto, especificamente a baixa permeabilidade, é a melhor
proteção contra o ataque po r sulfato. Espessura adequada do concreto, alto con-
sumo
d e
cimento, baixa relação água/cimento
e
adensamento adequado,
b e m
como
cura do concreto no estado fresco apropriados estão entre os fatores importantes
qu e contribuem para a baixa permeabilidade. Para mitigar o efeito da fissuração
devida à retração de secagem, ação d e congelamento, corrosão d a a rmadura ou ou-
tras causas, pode-se fornecer segurança adicional com o uso de cimentos Portland
resistentes a sulfato ou compostos.
O
cimento Portland contendo menos
do que 5% de CnA
(ASTM Tipo
V) é
sufi-
cientemente resistente ao s sulfatos s ob condições moderadas de ataque po r sulfato
(isto é, quando a única consideração são as reações de formação d e etringita). En -
tretanto, quando altas concentrações
de
sulfato,
da
ordem
de 1 .500 mg/l ou
maio-
re s estão envolvidas (normalmente associadas à presença de cátions de magnésio
e de álcalis), o cimento Portland Tipo V mencionado pode n ão se r eficiente contra
a s
reações
de
troca catiônica
qu e
resultam
n a
formação
de
gipsita, especialmente
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
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17 0
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
se o teor de C?S do cimento é alto
32
. So b essas condições, a experiência mostra que
cimentos contendo potencialmente pouco ou nenhum hidróxido de cálcio n a h i -
dratação
t ê m
desempenho muito melhor;
p or
exemplo, cimentos
co m
alta concen-
tração de alumina, cimentos Portland co m escória de alto-forno, co m mais de 50% de
escória, e cimentos Portla nd pozolânicos co m pelo menos 25% de pozolanas (pozolana
natura l, argila calcinada
ou
cinzas volantes
co m
baixa concentração
d e
cálcio).
C om base em normas originalmente desenvolvidas pelo U . S . Bureau of Recla-
mation, a exposição ao sulfato é classificada em 4 graus de severidade n o A C I
Building Code 318 , que apresenta a s segu intes recomendações:
b
Ataque negligenciável Quando
o
teor
de
sulfato está abaixo
de 0,1% no
solo,
o u
abaixo de 150 ppm (mg/l) n a água, n ã o deve haver restrição ao tipo d e cimento
e relação água/cimento.
a Ataque moderado. Quando o teor de sulfato é de 0,1 a 0,2% no solo, ou de 150 a
1500 ppm na água, o cimento Portland ASTM Tipo II ou Portland pozolânico o u
Portland co m escória deve se r usado, co m u m a relação água/cimento menor q u e
0, 5 para u m concreto de peso normal.
a Ataque severo. Quando o teor de sulfato é de 0,2 a 2,0% no solo ou 1 .500 a
10.000 p p m n a água, um cimento Portland ASTM do Tipo V , co m u m a relação
água/cimento menor
que 0 ,45 ,
deve
se r
usado.
a
Ataque muito severo. Quando o teor de sulfato está acima de 2% no solo, ou
acima de 10.000 p p m n a água, o cimento ASTM Tipo V mais u m a adição pozo-
lânica devem se r usados, co m u m a relação água/cimento menor que 0 ,45 . Para
u m concreto co m agregado leve, o A C I Building Code especifica u m a resistên-
ci a mínima aos 28 dias d e 2 9 M P a (4.250 psi) para a s condições de ataque se -
vero ou muito severo.
Sugere-se qu e para o concreto de peso normal u m a baixa relação água/cimento
(ou maior resistência no caso de concreto leve) pode se r necessária para estan-
queidade
ou
para proteção contra
a
corrosão
d a
armadura. Para condições
d e a t a -
qu e muito severo, a BR E Digest 250 indica o uso de cimento Portland resistente
ao sulfato, co m u m a relação água/cimento máxima de 0 ,45 , um consumo mínimo
de cimento de 370 kg/m
3
, e u m a camada protetora no concreto. Camadas proteto-
r a s d e concreto nã o subst i tuem um concreto de alta qualidade ou de baixa p e r -
meabilidade, pois é difícil assegur ar q u e u m a fina camada nã o será perfurada ou
q u e u m a camada espessa não i rá fissurar. A s recomendações do ACI Committee
51 5 devem se r consideradas para camadas de barreira de forma a proteger o con-
creto
de
ata ques químicos externos.
5 1 4
Reação Álcali Agregado
A expansão e a fissuração d o concreto q ue leva à perda de resistência e módulo de
deformação também podem resultar de reações químicas envolvendo os álcalis e
íons hidroxila da pasta de cimento Portland e certos minerais silicosos reativos
Durabilidade 171
qu e freqüentemente estão presentes no agregado. N a literatura recente, o fenô-
meno
é
denominado reação álcali-sílica (RAS). Pipoc amento
e
exsudação
de um
fluído viscoso sSlico-alcalino s ão outras manifestações d o fenômeno, cuja descrição
fo i publicada pela primeira vez em 1940 por Stanton
37
, a part ir de suas investiga-
ções sobre estru turas fi ssuradas
d e
concreto
n a
Califórnia
(Fig.
5-20). Desde então,
numerosos exemplos da deterioração do concreto de outras partes do mundo t êm
sido relatados para mostrar que a reação álcali-sílica pode se r u m a d as causas de
deterioração
e m
estruturas localizadas
e m
ambie ntes úmidos, como barrage ns,
pi -
lares de pontes e quebra-mares . A s características de cimentos e agregados que
contribuem para essa reação, os mecanismos associados à expansão, o histórico d e
casos selecionados e os métodos de controle do fenômeno s ã o discutidos a seguir.
(a) (b)
Figura
5 - 2 0 Fiss uras caus adas peia reação álcal i -sí l ica [Fotograf i as cor tesia de Califórnia De -
p a r t m e n t of T r an sp o r t a t i o n ] .
Thomas E. Stanton (Visto na Figura 5.20a) foiopr i mei .ro a ap r esen t a r u m a explicação abrangente
para os danos que ocorriam no sistema Califórnia Highway no final da década de 1930. Ele pro-
pôs que a deterioração era causada pela expansão de umgelgerado pela sílica reativa do agregado
e os álcalis do cimento. Sua explicação causou um choque na indústria do cimento Portland
,M
. A
princípio, os fabricantes de cimento tentar am defender seus produto s, m a s a s ev i d ên c i a s de m u i t a s
estruturas rodoviárias e grandes barragens de concreto deterioradas forçaram a comunidade téc-
nica
e os
produtores
de
cimento
a
desenvolver métodos
e
materiais para impedir
a
reação álcali-sí-
Uca em estruturas de concreto.
A equipe de pesquisadores de Stanton (Figura 5-206) úwjcsí igot í diuersos casos de concretos dant-
ficadospela reação álcali-sílica (RAS). No concreto massa, a RAS gera fissuras em forma de "mapa"
(Figura 5-20a). No entanto, no concreto armado, as fissuras tendem a se formar paralelamente às
barras
da
armadura (Figura 5.20b).
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 27/39
1 7 2
M i c r o e s t r u t u r a
e
P r o p r i e d a d e s
d o
C o n c r e t o E n d u r e c i d o
5.14.1 Cimentos
e
t i pos
d e
a g r e g a d o s
q u e
contr ibuem para
a R A S
A s
matérias-primas usadas
n a
fabricação
do
clínquer
de
cimento Portland
são a s
fontes
de
álcalis
no
cimento
q u e
normalmente variam
de 0,2 a 1,5% de
Na20 equi-
valente*. Dependendo do teor de álcalis d e u m cimento, o p H d a solução do s poros
e m
concretos normais geralmente
é de 12,5 a 13,5.
Esse
p H
representa
u m a
solu-
çã o
fortemente alcalina
q u e
contém rochas ácidas, compostas
de
sílica
e
minerais
silicosos
q u e n ã o
permanecem estáveis
e m
exposição prolongada.
Dados
de
laboratório
e de
campo
d e
diversos estudos
n o s
Estados Unidos reve-
l a ra m
q u e
cimentos Portland contendo mais
do que 0 ,6% de
Na20 equivalente,
quando usados
em
combinação
co m
agregado reativo, podem causar grande
ex -
pansão devido
à
reação álcali-agregado (Figur a 5-21).
A
ASTM
C 150 .
portanto,
classificou
o s
cimentos
co m
menos
de 0 .6% de
NasO equivalente como cimentos
de
baixa alcalinidade e com mais que 0 ,6% de NasO equivalente como cimentos de
alta alcalinidade.
N a
prática,
o
teor
de
álcalis
de 0 ,6% ou
menos normalmente
é
considerado insuficiente para causar danos devido
à
reação álcali-agregado, inde-
pe nde n t e m e n t e
do
tipo
d e
agregado reativo
e m
concretos normais.
E m
dosagens
d e
concreto contendo
u m
consumo muito alto
d e
cimento, mesmo valores menores
do que 0 ,6% de álcalis n o cimento podem se r danosos. Investigações n a Alemanha
e
Ingla terra mostraram
que , se o
teor total
d e
álcalis
do
concreto
de
todas
as fon-
t e s s e
encontra abaixo
de 3
kg/m
3
,
n ã o
ocorre expansão deletéria.
Como discutido adiante,
a
presença
d e
íons hidroxila
e
íons metálicos alcalinos
parece
s e r
necessária para
o
fenômeno
de
expansão. Devido
à
grande quantidade
d e
hidróxido
d e
cálcio
n a
pasta
d e
cimento hidratada,
a
concentração
d e
íons
hi -
droxila
n a
solução
do s
poros
se
manté m al ta mesmo
co m
cimentos
de
baixa alca-
linidade. Nesse caso,
o
fenômeno expansivo será limitado pela pequena
disponibilidade
d e
íons alcalinos,
a
menos
q u e
esses íons sejam fornecidos
por a l -
guma outra fonte, como aditivos e /ou adições contendo álcalis, agregados conta-
minados
por sa l e
água
d o m a r , o u
solução
de
degelo contendo cloreto
d e
sódio
q u e
possa
t e r
penetrado
no
concreto.
C om
relação
ao s
agregados reativos
aos
álcalis, dependendo
do
tempo,
d a t e m -
pe ra t u ra e d a dimensão d a partícula, todos os silicatos ou minerais de sílica, b e m
como
a
sílica hidratada (opala)
ou
formas amorfas (obsidiana, vidro
de
sílica)
podem reagir
c o m a s
soluções alcalinas, embora
u m
grande número
de
minerais
reaja apenas
e m
grau insignificante. Feldspatos, piroxênios, anfibólios,
e
micas,
q u e s ã o minerais const i tuintes do granito, gnaisse, xisto, arenito e basalto, s ã o
classificados como minerais inócuos. Opala, obsidiana, cristobalita, tridimita.
calcedônia, chert, andesit a. riolito
e
quartzo tensionado
ou
metamórfico
t ê m
sido
considerados reat ivos
em
ordem decrescente
de
reat ividade.
U m a
lista abran-
gente
d e
constituintes responsáveis pela deterioração
do
concreto
p or
reação
ál -
cal i -agregado
é
a p re se n t a da
n a
Tabela
5 - 4 .
Alguns casos
de
reação entre
os
álcalis
e
rochas carbonát icas
sã o
também apresentados
n a
l i tera tura ,
m a s n ã o
serão discutidos aqui.
* Normalmente são encontrados nos cimentos Portland compostos de sódio e potássio. No entanto,
D u r a b i l i d a d e
1 7 3
a.
O wy hee
b. Coolidge
c.
Friant
d.
American Falis
e.
Buck
f.
Parker,
G ene , Wa s h .
Copper Basin
Cimento
d e
alta
alcalinidade
— — - a , b , c , d . e
i i i
Cimento delsaixa
alcalinidade
I
I
1 2 1 5 2 0 2 4 2 8
I d a d e , m ê s
32
F i g u r a 5 - 2 1 R o c h a s r e a t i v a s n o c o n c r e t o d e c i -
m e n t o P o r t l a n d [ B a s e a d o e m B l a n k s , R . F . ;
K e n n e d y , H . L . . The Technology of Cement and
Concrete, v . 1 , W i l e y , N e w Y o r k , 1 9 5 5 ] .
Combinações de cimento Portland de alta alcali-
nidade (equivalente NasOeq >0.6%) e certos agre-
gados silicosos usados
na
produção
do
concreto
de
muitas barragens
nos
Estados Unidos mostraram
grandes expansões indesejáveis em ensaios em prismas de argamassa. Os mesmos agregados mostraram
apenas pequenas expansões quando um cimento de baixa alcalinidade foi usado no ensaio.
A
Tabela
5-4
fornece
uma
lista abrangente
dos
tipos
de
agregados reativos frente
à RAS.
TABELA 5 -4 Rochas, minerais e constituintes sintéticos reativos deletérios.
C o n s t i t u i n t e s R e a t i v o s
O p a l a
C a l c e d ô n i a
C e r t a s f o r m a s de q u a r t z o
C r i s t o b a l i t a
T r i d i m i t a
V i d r o p r e s e n t e e m r io l i to s .
d a c i t o s . l a t i t o s ou a n d e s i t o s
ou p r o d u t o s d e d e v i t r i f i c a ç à o
cr ip to cr i sUi l in o s
Vid r o s s i l i co so s s in té t i co s
C o m p o s i ç ã o q u í m i c a
8 i O ; n H > 0
S i O
;
S i O ,
S i O ;
S i O .
Si l ico so s . co m p r o p o r çõ es
m e n o r e s de ALOi. FeuO>
a l c a l i n o s , e a l c a l i n o s t e r r o s o s
Si l i co so s . co m p r o p o r çõ es
m e n o r e s de á l c a l i s , a l u m i n a .
e ' o u o u t r a s s u b s t â n c i a s
Car acter í s t i cas f í s icas
A m o r f a
M i c r o c v i s t a l i n a a c r i p t o c r i s t a l i n a :
n o r mal men te f ibr osa
M i c r o c r i s t a l i n a a c r i p t o c r i s t a l i n a ;
C r i s t a l i n a , m a s i n t e n s a m e n t e
f r a t u r a d a , d e f o r m a d a e / o u
p r e e n c h i d a s co m i n c l u s õ e s
C r i s t a l i n a
C r i s t a l i n a
V i d r o ou m a t e r i a l c r i p t o c r i s t a l i n o
c o m o a m a t r i z de r o c h a s v u l c â n i c a ,
ou f r a g m e n t o s e m tu f o s
Vid r o
As m a i s i m p o r t a n t e s r o c h a s á l c a l i - r e a t i v a s d e l e t é r i a s ( i s t o é. r o c h a s c o n t e n d o q u a n t i d a d e s e x c e s s i v a s d e u m a o u
m a i s d as s u b s t â n c i a s r e l a c i o n a d a s a d i a n t e ) s ã o a s s e g u i n t e s :
C h e r t o p a l i n o A n d e s i t a s e tu f o s
C h e r t c a l c e d ó n k o F o l h e l h o s s i l i c o so s
C h e r t q u a r t z o s o F i l i t o s
Calcár io s s i l i co so s Co n cr e çõ es de o p ala
D o l o m i t o s s i l i c o so s Q u a r t z i t o s e q u a v t z o s f r a t u r a d o s ,
Rio l i to s e t u f o s t e n s i o n a d o s e p r e e n c h i d o s
D a c i t o s e t u f o s po r i n c l u s õ e s
NOTA. U m a r o ch a p o d e se r c las s i f i c ad a co mo "calcár io s i l i co so ". po r ex emp lo , e s e r in ó cu a caso seu s co n s t i tu in tes s i l i co -
s o s n ã o s e j a m os ap o n tad o s acima. | A C I C o m m i t t e e 2 0 1 . ACI Mal. J.. v. SS. n. 5. p. 565. 1991],
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 28/39
17 4 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
5.14.2 Mecanismo s d e expansão
Dependendo do grau de desordem n a es t ru tura do cristal do agregado, da porosi-
dade e da dimensão da partícula, géis silicatos alcalinos de composição química
var i ada se formam n a presença de hidroxila e íons alcalinos. A forma d e ataque no
concreto envolve depolimerização
ou
quebra
d a
es t ru tura
de
sílica*
do
agregado
p or íons hidroxila seguido pela adsorção d os íons metálico-alcalinos n a s superfícies
recém-criadas do s produtos d a reação. D a mesma forma qu e ocorre para solos m a -
rinhos
co m
sódio
o u
potássio adsorvidos
n a
superfície, quando
um gel
sílico-alca-
l ino entra e m contato com a água, expande-se pela absorção d e u m a grande
quantidade de água po r osmose. Se o grau de restrição no sistema é baixo, a pres-
s ã o hidráulica desenvolvida pode s e r suficiente para causar expansão e fissuração
d a s part ículas do agregado afetado, e também da matriz da pasta de cimento em
torno do agregado.
A solubilidade do s géis n a água é responsável p o r su a mobilidade do interior
d a ?
part ículas
do
agregado para
a s
regiões microfissuradas tanto dentro
do
agre-
gado como do concreto. A disponibilidade contínua de água para o concreto causa
o aumento e a extensão da microfissuração, qu e acaba atingindo a superfície do
concreto.
O
padrão
de
fissura
é
irregular, atribuindo-se
o
termo fissuras mapeadas.
Deve-se destacar que a evidência de reação álcali-agregado em u m concreto fis-
surado nã o prova necessariamente qu e essa reação seja a principal causa da f is-
suração. Entre outros fatores, o desenvolvimento de tensão interna depende da
quantidade, dimensão e tipo do agregado reativo presente e d a composição quí-
mica do gel formado. Quando grande quantidade de material reativo está present e
e m forma finamente moída (isto é, abaixo de 75 ).im), pode haver evidência petro-
gráfica considerável da reação álcali-sílica embora s e m expa nsão significativa. Por
outro lado, a maioria do s casos relatados de expansão e fissuração d o concreto nos
quais se atribui a reação álcali-agregado está associada a partículas reativas n a
granulometria
da
areia, especialmente
n a
faixa
de 1 a 5 mm. N ão há
explicações
satisfatórias para essas observações p or causa da interação simultânea de muitos
fatores complexos; no entanto, u m a menor tendência de adsorção d a água do s géis
sílico-alcalinos
co m u m a
maior relação sílica/álcalis
e o
alívio
da
pressão hidráu-
lica n a superfície d a partícula reativa quando se u tamanho é muito pequeno podem
explicar parcialme nte essas observações.
5.14.3 Histórico
d e
casos selecionados
A part ir de relatos publicados sobre a deterioração do concreto devido à reação ál -
cali-agregado, nota-se a grande disponibilidade de agregados reativos no s Esta-
do s Unidos, leste do Canadá, Austrália, Brasil, Nova Zelândia. África do Su l ,
Dinamarca, Alemanha, Inglaterra e Islândia. Blanks e Kennedy
?9
descrevem al -
guns do s primeiros casos no s Estados Unidos. D e acordo com os autores, de z anos
depois
da
construção,
em 1922 ,
pela primeira
ve z
observou-se deterioração
na h i-
drelétrica de Buck, e m N e w River, Virgínia. Já em 1935 , R .J . Holden concluiu, a
part ir de estudos petrográficos d o concreto, que a expansão e fissuração eram cau -
sadas
p o r u m a
reação química entre
o
cimento
e a
rocha filito usada como agre-
* No caso de rochas sedimentares compostas de minerais argilosos como fililos, grauvacas e argili-
tos, a
esfoliação
da
estrutura lamelar devida
ao
ataque
de
íons hidroxila
e
adsorção
de
água
é
aprin-
^ ^ \>
r
Jnc
W/))nvir
/3 a
ni^rn
n r-h/y W
A/Mvírre
/-?/?
ronrnr.
c o
Durabilidade
1 7 5
gado. Expansão linear acima de 0 ,5%, causa da pela reação álcali-agregado, foi re-
latada. E m outro caso, a crista d e u m a barragem em arco n a Califórnia defletiu
127 mm a montante e m nove anos após a construção. Além disso, medições n a
Barragem Parker (Califórnia-Arizona) apontaram q u e a expansão do concreto
havia aumentado desde a superfície a t é u m a profundidade de 3 m, e expansões l i-
neares acima de 0 ,1% foram detectadas.
U m a v ez q u e a s
reações químicas
sã o
função
d a
te mperatura, inicialmente
pen-
sava-se que a reação álcali-sílica nã o seria problema e m países mais frios, como a
Dinamarca, Alemanha e Inglaterra. Experiências mais recentes c om certas rochas
reativas mostraram
qu e
essa hipótese estava incorreta.
P or
exemplo,
e m
1971'°.
descobriu-se que o concreto da barragem de Val de Ia Mare, no Reino Unido (Fi-
gura 5-22a), estava sofrendo d e reação álcali-sílica, possivelmente como resultado
d e u m a
brita
de
diorito contendo veios
de
sílica amorfa. Medidas corretivas
ex -
tensivas foram necessárias para garantir a segurança da barragem. E m 1981
41
,
evidências da deterioração do concreto atribuída à reação álcali-sílica foram en -
contradas em 23 estruturas localizadas n a Escócia, Gales, parte central e em ou-
tras partes do sudoeste da Inglaterra, variando de 6 a 17 anos de idade. Muitas das
estruturas continham concreto feito c om areia dragada d o m ar , lavada inadequa-
damente.
5.14.4 Controle d a expansão
A part ir d a s descrições vistas a té aqui do s casos d e deterioração e dos mecanismos
essenciais
de
expansão associados
à
reação álcali-agregado, pode-se concluir
que
os fatores mais importantes qu e influenciam o fenômeno são: (1) o teor de álcalis
do cimento e consumo de cimento do concreto; (2) a contribuição do íon alcalino de
outras fontes, como aditivos, adições, agregados contamin ados com sal , e pene-
tração de água d o m ar o u solução de sais de degelo no concreto; (3) a quantidade,
dimensão e reatividade do s constituintes reativos presentes no agregado; (4) dis-
ponibilidade de umidade para a es t ru tura de concreto; e (5) a t empera tura a m -
biente.
Quando o cimento é a única fonte d e íons alcalinos no concreto e suspeita-se da
presença de constituintes reativos no agregado, a prática mostra que o uso de ci-
mento Portland
de
baixa alcalinidade (menos
do que 0 ,6% de
Na2Ü equivalente)
pode oferecer a melhor proteção contra o ataque alcalino.* Se fo r necessário o uso
de areia de praia ou areia e cascalho dragados d o m ar , estes devem se r lavados com
água doce para assegurar
que o
teor alcalino total
do
cimento
e
agregados
no con-
creto n ã o excedam 3 kg/m
3
. Se um cimento Portland de baixa alcalinidade nã o está
disponível, o teor total de álcalis no concreto pode se r reduzid o fazendo-se substi-
tuição parcial
do
cimento
de
alta alcalinidade
po r
adições cimentícias
ou
pozolâ-
nicas, como a escória de alto-forno moída, vidro vulcânico (pumicita moída), argila
calcinada, cinza volante ou sílica ativa. Deve-se notar que, da mesma forma que
os
álcalis
be m
ligados
à
maioria
do s
minerais feldspatos,
os
álcalis presentes
em
escórias e pozolanas naturais sã o insolúveis e m ácido e provavelmente n ão esta-
rã o disponíveis para reagir com o agregado.
* No
Brasil,
não tem
sido confiável fazer apenas
o uso de
cimentos
de
baixa alcalinidade,
com
teor
de
álcalis expresso
em
Na>Oeq. <0.6%, como única prática
de
prevenção
de
forma
a
garantir
uma boa pro-
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 29/39
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
(b) (c)
Figura
5 - 2 2
Expansão álcali-agregado no concreto [Fotografias cedidas por (a) J . Figg. O ve Arup
Par tne rsh ip , U.K., (b ) Mark Desrosiers, Califórnia Department of T ranspor ta t ion e (c) U.S. Navy,
NFESC],
(a) Parapeito da barragem Val-de-Ia-Mare (Ilha de Jersey, Reino Unido) mostrando o desalinha-
mento causado pela movimentação diferencial dos blocos adjacentes resultante da expansão devida
à
reação álcali-agregado.
(b) Os
elementos principais
da
estrutura
de
suporte
e d o
encontro
de uma
ponte construída
na
encosta leste
de
Sierra Nevada foram seriamente danificados pela reação
ál-
cali-sílica;
(c)
Aparte mais baixa
da
pista
do
campo
de
pouso
da
Base Aérea Naval dePoint Mugu,
na Califórnia retém água de chuva e. como conseqüência, a RAS é mais pronunciada do que em fi-
leiras de lajes adjacentes, resultando em significativos movimentos diferenciais horizontais egran-
des fissuras.
Além da redução do teor efetivo d e álcalis, o uso de adições pozolânicas resulta
n a formação de produtos menos expansivos co m alta relação sílica/álcalis. N a I s -
lândia, somente rochas vulcânicas reativas s ão encontradas par a produção d e agre-
gado, e a s matérias-primas de cimento sã o tais qu e apenas se produz cimento
Port land de alta alcalinidade. O problema é resolvido satisfatoriamente mistu-
rando-se todo
o
cimento Portland
co m
aproximadamente
8% de
sílica ativa,
u m a
pozolana altamente reativa (ver Capítulo 8).
Durabilidade
177
Co m agregados moderadamente reativos, outra opção para reduzir a expansão
do concreto é amenizar a reatividade do agregado reativo fazendo-se uso de 25 a
30% de
calcário
o u
qualq uer outro agregado não-reativo, quando economicamen te
viável. Finalmente, deve-se lembrar q u e , subseqüente o u s imultaneamente ao p ro -
gresso da reação, a existência de umidade junto à es trutura é essencial para que
a
expansão ocorra. Conseqüentemente,
se o
acesso
d a
água
ao
concreto
é
evitado
pelo reparo imediato de qualquer junta co m vazamento, a expans ão deletéria pode
nunca ocorrer.
De acordo c om Swamy '
2
:
Excluindo a água. pode-se t e r u m concreto quase livre de problemas mesmo qu e contenha
agregados reativos e álcalis co m mobilidade. A deterioração acentuada devida à reação álcali-
sílica ocorre so b exposição contínua á umidade e , na p rá t ica , so b condições ambientais ú m i -
das. . . Coisas estranhas podem acontecer na rea l idade - os pilares internos d e u m a ponte,
protegidos do so l e da chuva, nã o ap res en ta ram f is su ração , enquan to que os externos desen-
volvem:?: íísrurnçf
1
? extensiva. O mesmo elemento e?trutura . parcialmente protegido e p a r -
cialmente exposto, pela natureza da e s t ru tu ra , pode ap resen ta r f i s su ração ex tens iva n a s
faces expostas e pouca ou nenh uma fissuração n as partes protegidas.
5 1 5
Hidratação
de MgO e CaO
Cristalinos
Muitos relatos, incluindo u m a análise crítica de Mehta
43
, indicam q u e o M g O
o u C aO cris tal inos, quando presentes e m quantidades expressivas no cimento,
hidratam podendo causar expansão e fissuração n o concreto. O efeito expansivo
de alto teor d e M g O n o cimento fo i identificado pela primeira v ez em 1 8 8 4 ,
quando várias pontes
e
viadutos
de
concreto
n a
França ruíram dois anos após
a construção. N a mesma época, a prefei tura de Kassel , n a Alem anha, precisou
se r reconstruída como resultado da expansão e fissuração atribuída ao M g O
cristalino
no
cimento.
O s
cimentos franceses
e
alemães continham
de 16 a 30%
e 27% de MgO, respectivamente. Isto levou a restrições no teor máximo d e M g O
permitido no cimento. Po r exemplo, a Standard Specificat ion f or Por t l and Ce -
ment (ASTM
C 150)
exige
u m
teor máximo
d e 6 % d e M g O n o
cimento.
Embora a expansão devida à hidratação d o C aO cristalino seja conhecida h á
muito tempo no s Estados Unidos, o efeito deletério associado ao fenômeno foi
reconhecido
no
anos
1930 ,
quando alguns pavimentos
de
concreto
de 2 a 5
anos
fissuraram. Inicialmente suspeitou-se q u e a expansão e fissur ação ocorriam
devido ao M g O ; porém, mais tarde, foram atribuídas à presença d e C a O calci-
nado
no
cimento utilizado
n a
execução
do s
pavimentos*. Ensaios
de
laborató-
ri o mostram q ue pas tas de cimento confeccionadas co m cimento Port land de
baixo teor d e M g O , q u e continham 2 , 8 % d e C aO fortemente calcinado, apre-
sentavam expansão considerável . Entretanto,
co m
mis turas
de
concreto,
de -
vido ao efei to res tri t ivo do agregado, quantidades relat ivamente grandes de
C aO fortemente calcinado s ã o necessárias para se obter u m a expansão s igni-
ficativa. O fenômeno é virtualme nte desconhecido n o concreto moderno porque
controles melhores de qualidade n a fabricação d e cl ínquer do cimento Portland
* A
conversão
de
CaCOj para
CaO
pode
o
correr entre
900 e
I000°C. Assim,
o CaO
formado pode
hidratar-se rapidamente, sendo denominado CaO levemente calcinado. Uma vez que o clínquer de
rimpntn Pnrtlnnr r lermirnmpnti> de I 40ÍI n 1 500°C Indo CaO não rom.binod.o nrp.SP.ntP é de-
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 30/39
17 8
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
g a r a n t e m q u e o teor d e C aO l ivre o u n ão combinado no cl ínquer raramente
exceda
1%.
O M g O cristalino, deno minado periclásio, em u n i clínquer de cimento Portland
que é exposto de 1.400 a 1.500°C é essencialmente inerte à umidade e m tempera-
tura ambiente, u m a v ez q u e a su a reatividade ca i abruptamente quando é aque-
cido acima de 900°C. N ã o h á casos relatados de problema estrutural devido à
presença de periclásio em cimentos Portland modernos e m países como o Brasil,
onde a s limitações da matéria-prima obrigam alguns produtores de cimento a fa-
bricar cimentos Portland contendo mais d e 6 % d e M g O . Diversos casos d e expan-
são e fissuração de es t ru turas de concreto foram relatados em Oaklancl
(Califórnia), onde se descobriu que o agregado usado n a fabricação do concreto
tinha sido contaminado acidentalmente c om tijolos d e dolomita britados contendo
grandes quantidades de MgO e CaO, calcinados a temperatur as muito mais bai-
xas do que
1.400°C.
5 1 6
Corrosão
do Aço de
Armadura
no
Concreto
A deterioração do concreto contendo metais embutidos, tais como eletrodutos. t u-
bulações e armaduras (armado e protendido), é atribuída, geralmente, a o efeito
combinado de mais d o q u e u m a única causa; entretanto, a corrosão do metal em -
butido, invariavelmente, é u m a d as principais. U m levantamento
44
em edifícios
q u e ent ra ram em processo de ru ína n a Inglaterra mostrou que, de 1974 a 1978, a
causa imediata
do
colapso
e m
pelo menos oito estruturas
de
concreto
foi a
corro-
são do aço da es trutura armada ou pretendida. As es truturas t inham de 12 a 40
anos de idade n a época do desmoronamento, co m exceção d e u m a q u e t inha ap e -
n a s dois anos.
Quando
a
armadura está protegida
do ar po r uma
adequada espessura
de co-
brimento, co m concreto de baixa permeabilidade, a expectativa é de que a corro-
são do aço e outros problemas associados a e l a n ão ocorram. Isso n ão é
completamente verdadeiro n a prát ica e fica evidente pela alta freqüência com que
es t ru turas
de
concreto armado
e
protendido começam
a
apresentar deterioração
prematura devida à corrosão do aço, mesmo quando adequadamente executadas.
A incidência de danos é especialmente grande n a s estruturas expostas a produtos
químicos usados para degelo o u a ambientes marinhos. P or exemplo, em 1991 , um
relatório da Federal Highway Administration enviado a o Congresso dos EUA des-
tacava
qu e
134.000 pontes
de
concreto armado
no s
Estados Unidos
(23% do
total)
requeriam reparo imediato e 226.000 (39% do total) também apresentavam p ro -
blemas. A corrosão d a s a rmaduras fo i considerada como u m a d a s causas do dano
estrutural n a maioria do s casos, e o custo total de recuperação f oi estimado em 90
bilhões
de
dólares.
45
O s danos ao concreto resultantes da corrosão da a rmadura se manifestam n a
forma de expansão, fissuração e eventual lascamento do concreto de cobrimento
(Figura 5-23a). Além da perda do cobrimento, um elemento de concreto armado
pode sofrer dano estrutural devido à perda não só de aderência entre o aço e o con-
Durabiüdade 1 7 9
creto, como também de área de seção transversal da barra - à s vezes a ponto de
tornar o colapso estrutural inevitável.
45
A seguir, apresenta-se u m a revisão dos
mecanismos envolvidos
n a
deterioração
do
concreto decorrente
da
corrosão
da ar-
madura, u m histórico de casos selecionados e medidas para o controle do fenô-
meno.
5.16.1 Mecanismos envolvidos
n a
deterioração
d o
concre to
p o r
cor rosão
d a
a rmadura
A corrosão do aço no concreto é u m processo eletroquímico. Os potenciais eletro-
químicos qu e formam células de corrosão podem se r gerados de duas formas:
1. células de composição podem se r formadas quando dois metais diferentes são
embutidos n o concreto, como barra s de aço e tubulações de alumínio, ou quando
h á
variações significativas
n a s
características superficiais
do aço;
2. células d e concentração podem s e formar n a vizinhança da armadura devido à s
diferenças
n a
concentração
de
íons dissolvidos, como álcalis
e
cloretos.
Como resultado,
u m d o s
dois metais
(o u
algumas partes
do
metal, quando
ap e -
n as u m tipo de metal está presente) torna-se anódico e o outro catódico. A s alte-
rações químicas fundamentais qu e ocorrem n a s áreas anódicas e catódicas
47
são
como se vê a seguir (ver també m Figura 5-23b).
Ânodo: Fe 2e + Fe-
+
(ferro metálico)
Fe0.(H
2
0),
(produto
de
corrosão)
(5-9)
Cátodo: 1/2 0
2
+ H2O + 2e- -»2(OH)-
A transformação do ferro metálico em produto de corrosão (ferrugem) é acom-
panhada p o r u m aumento de volume que, dependendo do estado d e oxidação, pode
ser da ordem de 600% em relação a o metal original (Figura 5-23c). Acredita-se que
esse aumento
d e
volume seja
a
principal causa
d a
expansão
e
fissuração
do
concreto.
De modo similar à expansão da etringita pouco cristalina, os hidróxidos de ferro
pouco cristalinos também podem t e r u m a tendência a absorver água e expandir.
Outro ponto a ser destacado é que a reação anódica envolvendo a ionização d o ferro
metálico n ão progride sem q u e haja u m fluxo de elétrons no sentido do cátodo, que
é mantido p or meio d o consumo d e elétrons n a região catódica. Dessa maneira, para
o processo catódico, a presença tanto do ar como da água na superfície do cátodo é
absolutamente necessária. Os produtos de ferro comum e de aço normalmente são
cobertos p o r u m a fina película de óxido d e ferro, que se torna impermeável e forte-
mente aderente à superfície do aço em u m meio alcalino, o que faz do aço um ma-
terial passivo
no
tocante
à corrosão. Isso significa que o ferro metálico n ã o estará
disponível para a reação anódica até que a passividade do aço tenha sido destruída.
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 31/39
18 0 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
Fe (OH)
^ Fe10Hh 3H,0
0 1 2 3 4 5 6 T
Volume
cm*
(c)
Figura
5 - 2 3
Expa ns ã o
e
fissuração
do
concreto devidas
à
corrosão
da
a rm a dura
[(b), (c).
Beton-
Bogen. Aalborg Denmark. 1981].
A
Figura
(a)
mostra
que o
deterioração
do
concreto devida
à
corrosão
da
armadura
se
manifesta
na
forma
de
expansão, fissuração
e
perda (destacamento)
de
cobrimento.
A
perda
de
aderência entre
o aço e o
concreto
e a
redução
da
seção transuersal
da
armadura podem, levar
a uma
falha estru-
tural.
A
Figura
(b)
ilustra
o
processo eletroquímico
de
corrosão
do aço em um
concreto úmido
e per-
meável.
A
célula galvânica
é
caracterizada
por um
processo anódico
e um
processo catódico.
O
processo anódico
não
ocorre
sem que o
filme
de
óxido
de
ferro protetor
ou
passivo seja removido
em
um ambiente ácido (por exemplo, carbonatação do concreto) ou se torne permeável pela ação de íons
Cl. O
processo catódico
não
pode ocorrer
sem que
haja quantidades suficientes
de
oxigênio
e de
água
na
superfície
do a ç o . A
resistividade elétrica
do
concreto
é
também reduzida
na
presença
de
umidade
e de
sais.
A
Figura
(c)
indica
que,
dependendo
do
estado
de
oxidação,
a
corrosão
do
ferro
metálico pode resultar no aumento do volume sólido em até seis vezes.
Na ausência de íons cloreto n a solução, o filme protetor no aço é considerado es -
tável desde que o pH da solução permaneça acima de 11,5. Como o cimento Port-
land hidratado contém álcalis
n a
solução
do s
poros
e
cerca
de 20%, em
massa,
de
hidróxido de cálcio sólido, normalmente h á alcalinidade suficiente no sistema para
mante r o p H acima de 12. Sob certas condições (por exemplo, quando o concreto
te m
alta permeabilidade
e
quando
os
álcalis
e a
maior parte
do
hidróxido
de cál-
cio ou é carbonatada ou lixiviada), o pH do concreto junto ao aço pode s e r reduzido
a menos de 11.5. Isso destrói a passividade do aço e propicia condições para o p ro -
cesso
de
corrosão.
Durabilidade
1 8 1
N a
presença de íons cloreto, dependendo
da
relação CF/OH", tem-se
que o
filme
protetor é destruído mesmo co m valores d e p H consideravelmente superiores a
11,5. Sabe-se que, quando a relação molar C170H" é mais alta do que 0,6, o aço não
está mais protegido contra
a
corrosão, provavelmente porque
o
filme
do
óxido
de
ferro se torna permeável o u instável so b essas condições. Para dosagens d e concreto
normalmente usadas n a prática, o teor limite de cloreto para se iniciar a corrosão
está entre
0,6 e 0,9 kg de Cl por m
3
de
concreto. Além disso, quando quanti dades
grandes de cloreto estão presentes, o concreto tende a reter mais umidade, o que
também aumenta o risco de corrosão do aço pela diminuição da resistividade elé-
trica
do
concreto.
A
part ir
do
momento
que a
passividade
da
a rmadura
é
destruída,
a resistividade elétrica e a disponibilidade de oxigênio passa m a controlar a taxa
de corrosão. D e fato, n ão se observa corrosão significativa quando a resistividade
elétrica do concreto permanece acima
de 50 a
70xl0
3
íl.cm. Aditivos, agregado
con-
taminado com sal e a penetração de soluções de sais de degelo ou de água d o m ar
estão entre as fontes comuns de contaminação de cloreto no concreto.
5.16.2 Histórico d e casos s e l ec ionados
U m levantamento realizado pelo British Building Research Establishment*
13
, sobre
as causas diretas de desmoronamento de edifícios, em 1974 , apontou que o colapso
repentino da viga principal d e u m a cobertura de 12 anos executada co m vigas de
concreto protendido pós-tensionadas fo i provocado po r corrosão da s cordoalhas.
U m grauteamento deficiente d a s bainhas e o uso de aditivo acelerador para o con-
creto à base de cloreto de cálcio, e m teores de 2 a 4% em relação à massa do ci-
mento, foram os fatores diagnosticados como responsáveis pela corrosão do aço.
U m a série d e acidentes semelhantes n a Grã-Bretanha justificou a emenda feita a o
British Code of Practice 110, em 1979, que determinou total restrição ao uso do clo-
reto de cálcio nos concretos protendido, armado ou que eventualmente contenha
algum metal embutido.
U m a pesquisa do Kansas State Transportat ion Department mostrou que, em
tabuleiros de pontes expostos à ação de sais de degelo, havia u m a forte relação
entre a profundidade do cobrimento e a deterioração do concreto n a forma de de-
laminações ou de fissuração horizontal. E m geral, havia adequada proteção do aço
quando a espessura do cobrimento e ra igual a 50 mm ou superior (pelo menos três
vezes o diâmetro nominal da s barras , que era de 15 mm). Porém, a distribuição
normal da variação n a profundidade d o cobrimento e r a t a l q u e cerca de 8% do aço
tinha cobrimento igual ou inferior a 3 7 , 5 m m . C o m u m cobrimento menos p ro -
fundo, atribuiu-se à corrosão do aço a responsabilidade pelas fissuras horizontais
ou delaminações verificadas n o concreto. E m u m tabuleiro de ponte e m particular,
a combinação d a fissuração p or ação de gelo-degelo com a corrosão do aço ampliou
a área de delaminação do concreto cerca de 8 vezes e m 5 anos, de forma que 45%
da superfície d o tabuleiro apresentou lascamento do concreto a t é a ponte comple-
ta r apenas 16 anos de idade. Relatos t ê m sido divulgados contempland o históricos
de casos semelhantes referentes a danos em tabuleiro de ponte de diversas rodo-
vias, inclusive os da Pensilvânia (Figuras 5-24a).
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
Durabilidade 1 8 3
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 32/39
A pesquisa no Kansas, por f im, relatou que a corrosão d a armadura produziu fis-
suras verticais
no
tabuleiro
de
concreto,
qu e
contribuíram para
a
corrosão
das lon -
garinas de aço que sustentavam o tabuleiro. U m comentário bem-humorado de
Figura
5 - 2 4 Dan o s em e s t r u t u r as de concreto armado e m v i r t u d e da corrosão do aço [(a) Fotograf ia
cedida p o r P . D . Cady. T h e Pennsylvania State Universi ty, Universí ty Park, Pennsylvania: (b) foto-
g r a f i a de Meh t a . P . K . : Gerwick. J r . , B . C . .
Concr.
Int., v . 4 . pp . 45-51,1982] ,
Quando
o
relação Cl'/(OH)~
do
ambiente úmido
em
contato
com a
armadura
no
concreto excede
a um
certo valor limite,
a
passividade
do aço é
quebrada. Esse
é o
primeiro passo necessário para desenca-
dear reações anódicas
e
catódicas
em uma
célula
de
corrosão.
Em
climas frios, tabuleiros
de
ponte*
de
concreto armado freqüentemente
sã o
expostos
ã
aplicação
de
produtos químicos para degelo contendo
cloretos.
A
penetração progressiva
de
cloretos
em
concretos permeáveis leva
ao
desgaste
em
camadas,
o
formação de depressões e irregularidades e a delaminações na superfície do concreto, o que o torna ina-
dequado para
o uso. A
foto
(a)
mostra danos típicos
do
concreto (desgaste
em
camadas
e
formação
de
depressões
e
crateras
na
superfície
de um
pavimento
de
concreto
na
Pensilvânia) decorrentes
da com-
binação
da
ação
de
congelamento, corrosão
da
armadura
e
outras causas.
A
foto
(b)
mostra
uma
dete-
rioração
do
concreto decorrente
da corrosão das
armaduras
das
vigas
de
amarração
da
ponte
San
Mateo-Hayward. após
17
anos
de
vida útil
de
serviço. Nesse caso,
a
água marinha
foi a
fonte
dou
íons cloreto.
Carl Crumpton a respeito do s problemas de corrosão em tabuleiro de ponte,
decorrentes
de
aplicações
de
sais
de
degelo,
é
destacado
a
seguir:
O
c a s a m e n t o
do
co n c r e t o
e d o a ç o e r a u m a
união ideal ,
e
u sam o s m u i t o co n c r e t o a r m ad a
em
t ab u l e i r o s de p o n t es . I n f e l i zm en t e , co m eçam o s a Jogar sa l p a r a d e r r e t e r a neve e o gelo. em
v e z d e ar roz para u m a b o a fer t i l idade. Isso causou ir r i tação, tensões e e r o são n a s boas rela-
ções conjugais do início. O s dois n ã o podiam mais viver u m a união fel iz: a s sem en t es d a d e s -
t r u i ção h av i am s i d o p l an t ad as , e as condições haviam sido estabelecidas para os p r o b l em as
a t u a i s de corrosão e de f i s su r ação no t ab u l e i r o d a s pontes-
15
.
Mehta e Gerwick
2
re l a t a ram q ue muitas vigas de amarração da ponte S an
Mateo-Hayward, n a Baía d e S an Francisco, Califórnia, tiveram de passar po r caros
reparos po r causa da séria fissuração do concreto associada à corrosão da arma-
dura (Figura 5-24b). As vigas, densamente armadas, de dimensões iguais a 8 m por
3,7 m por 1,8 m, foram executadas em 1963 com um concreto de alta qualidade
(370 kg/m
3
d e cimento e relação água/cimento 0,45). O s danos ficaram limitados à
parte inferior e à s faces d e barlavento expostas à névoa salina do ambiente mari-
nho , tendo ocorrido apenas n a s vigas pré-moldadas, curadas a vapor. Nenhuma fis-
suração ou corrosão ficou evidenciada n a s vigas moldadas in loco, curadas
naturalmente, executadas
ao
mesmo tempo
e co m u m
concreto
de
dosagem simi-
lar ao dos elementos pré-moldados. Sugeriu-se, então, que a combinação d e u m a
armadur a pesada
e de
taxas diferenciais
d e
resfriamento (obtidas imediatamente
após a operação de cura a vapor n a s vigas massivas) pode te r resultado n a forma-
ção de
microfissuras
n o
concreto,
as
quais
se
ampliaram a posteriori
em
vista
d as
condições climáticas severas no lado barlavento d a s vigas. N a seqüência, a pene-
tração da água salina no concreto promoveu u m tipo de reação e m cadeia corrosão-
fissuração-corrosão, qu e produziu sérios danos. U m a discussão mais aprofundada
da interação fissuração-corrosão e históricos de casos de ataque po r água d o m ar
serão apresentados adiante.
5.16.3 Controle d a corrosão
Como a água, o oxigênio e os cloretos desempenham u m importante papel na cor-
rosão d a s armaduras e n a fissuração d o concreto, fica claro que a
permeabilidade
do concreto é a chave para controlar os vários processos envolvidos nesses fenô-
menos. Os parâmetros da dosagem do concreto para garantir baixa permeabili-
dade, a saber, u m a baixa relação água/cimento, um consumo adequado d e cimento,
o
controle
d a
dimensão
do
agregado
e su a
graduação,
e o uso de
adições minerais,
sã o assuntos j á discutidos anteriormen te. Ressalta-se, porém, nessa linha, a posi-
ção do ACI
Building Code
318 , que
especifica
u m a
relação água/cimento máxima
de 0.4 para o concreto armado de peso normal exposto a agentes químicos de de-
gelo
e à
água
d o m ar .
Igu almente essenciais, têm-se
os
procedimentos
de
adensa-
mento e cura do concreto, qu e devem se r adequadamente executados. Os métodos
de dosagem devem, também, levar em conta a possibilidade de aumento da per-
meabilidade do concreto so b condições de serviço, em função de ações físico-quí-
micas diversas, tais como: gradientes térmicos, ação d e congelamento, ataque por
sulfato e expansão p or reação álcali-agregado.
Para a proteção contra a corrosão, o teor máximo de cloreto permitido n a dosa-
gem do concreto também está especificado n o A C I Building Code 318. Por exem-
plo. a concentração máxima de íon Cl (solúvel em água) no concreto endurecido,
aos 28 dias, levando-se e m conta todos o s constituintes do concreto (incluindo agre-
gados, materiais cimentícios e aditivos), n ã o deve exceder a 0,06%, 0 ,15% e 0.30%,
em
relação
à
massa
do
cimento. Esses teores
se
referem, respectivamente,
ao con-
creto protendido, ao concreto armado em serviço exposto a u m ambiente contendo
cloretos e a outros tipos d e concreto armado. E permitido ao s elementos de concreto
armado que, em serviço, permaneçam secos ou protegidos da umidade, conter a t é
1% de Cl e m relação à massa de materi al cimentício d o concreto.
Certos parâmetros
de
projeto também influenciam
a
permeabilidade.
A
Seção
7 .7 do ACI Building Code 31 8 especifica a s exigências d e cobrimento mínimo para
1 8 4
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
Durabilidade 1 8 5
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 33/39
es t ru turas de concreto expostas a ambiente corrosivo. Recomenda-se u m cobri-
mento de concreto mínimo
de 50 mm
para paredes
e
lajes
e de 63 mm
para
os ou-
tros elementos estruturais. A prática corrente e m estruturas costeiras no Mar do
Norte requer u m mínimo de 50 mm de cobrimento para a armadura convencional
(dest inada ao concreto armado) e de 70 mm para o aço de protensão. O A C I 224R
especifica
0 , 1 5 m m
como
a
máxima abertura
de
fissura permitida
n a
face trácio-
nada de es t ru turas de concreto armado sujeitas a ciclos de molhagem e secagem
ou que es tejam sob a ação da névoa salina d a água d o m ar . O C E B Model Code,
por sua vez, recomenda limitar a abertura de fissura a 0 , 1 m m n a superfície do aço
para elementos de concreto expostos a freqüentes carregamentos de flexão, e a
0 , 2 m m
pa ra
a s
d emais situações. Muitos pesquisadores concluíram
que não há re-
lação direta entre a aber tura de fissura n o concreto e a corrosão da a rmadura ; no
entanto, é óbvio q u e , pelo aumento da permeabil idade do concreto à água, b em
como ao s gases e íons deletérios, a presença d e u m a rede de macrofissuras inter-
conectadas
e de
microfissuras internas exporão
a
es trutura
a
numerosos proces-
so s físico-químicos d e deterioração.
O s custos de reparo e de substituição referentes a os tabuleiros de ponte de con-
creto deteriorados pela corrosão da a rmadura v êm se tornando u m investimento
relevante e m termos de manutenção. Muitas concessionárias de rodovias prefe-
r e m ,
atualmente, assumir
o
custo inicial extra
do uso de uma
membrana imper-
meável à água, ou da aplicação d e u m a fina camada de concreto impermeáve l n a s
superfícies recém-construídas ou , po r f im, da execução de reparos e m superfícies
inteiras de elementos de concreto armado e protendido, desde qu e estes possuam
grandes dimensões
e
configuração plana. Membranas impermeáveis
à
água,
nor-
malmente pré-fabricadas e do tipo folha, s ão usadas quando protegidas de danos
físicos p or meio d o revest imento d e su a superfície c om concreto asfáltico; portanto,
s u a integridade superficial fica limitada à vida útil do concreto asfáltico, que é
cerca de 15 anos. A
cobertura (revestimento superficial)
com
concreto estanque
ou
impermeável,
co m
espessura
de 37 ,5 a 63 mm,
oferece
u m a
proteção mais durável
contra a penetração de fluídos agressivos para o interior de elementos de concreto
a rmado ou protendido. O s concretos especificados para essa camada superficial
possuem, tipicamente, u m pequeno abatimento do tronco de cone (baixo slump),
u m a
relação água/cimento m uito baixa (possibilitada pelo emprego
de um
aditivo
superplast ificante) e u m alto consumo de cimento. Argamassas de cimento Port-
land contendo u m a em ulsão polimérica (látex) também ap resent am excelente i m -
permeabil idade e t êm sido usadas para esses objetivos d e revestimento superficial
do concreto; n o entanto, suspeita-se qu e emulsões de látex d o tipo cloreto vinilideno
sejam a causa de problemas de corrosão em alguns casos, o que faz com que, atual-
mente, se tenha preferência pelo uso de produtos à base de estireno-butadieno.
Revestimentos superficiais aplicáveis à s barras de aço e proteção catódica são
ações
qu e
oferecem outras abordagens para prevenção
da
corrosão; elas
são , no
entanto, mais caras do que produzir um concreto d e baixa permeabilidade p or meio
de efetivos controles de qualidade, do projeto e da execução. Revestimentos prote-
tores para armaduras são de dois tipos: revestimentos anódicos (por exemplo, aço
revestido c om zinco) e revest imentos po r barreira (por exemplo, aç o revestido com
epóxi). Devido à preocupação com a durabil idade a longo prazo de barras revesti-
das com
zinco
n o
interior
do
concreto,
a U.S .
Federal Highway Administration,
e m
1976 , estabeleceu u m a moratória temporária em relação ao seu uso em tabuleiros
de ponte. O desempenho de longo prazo d a s barras revest idas co m epóxi ainda
está sendo estudado em muitos países. A s técnicas de proteção catódica envolvem
a supressão do fluxo de corrente n a célula de corrosão, que é obtida pelo supri-
mento externo d e u m fluxo d e corrente n a direção oposta ou pelo u so d e ânodos d e
sacrifício. E m função d e su a complexidade e dos altos custos envolvidos, sistemas
de proteção catódica tê m tido aplicações limitadas.
5 17 Desenvolvimento de um Modelo Holístico d a Deterioração d o Concreto
A experiência prática most ra que, e m ordem decrescente de importância, as princi-
pais causas de deterioração das estruturas de concreto são corrosão da armadura,
exposição aos ciclos de congelamento e degelo, reação álcali-sílica e ataque por sul-
fato.
E m
cada
u m a
dessas quatro causas
de
deterioração
do
concreto,
a
permeabi-
lidade e a presença de água implicam e m mecanismos de expansão e fissuração. O
concreto adequa damente dosado, lançado, adensado e curado é essencialmente i m -
permeável e, assim, deveria t e r u m a longa vida útil n a maioria d a s condições.
Porém, como resultado da exposição ambienta l, fissuras e microfissuras ocorrem e
se
propagam,
e
quando
se
interconectam,
a
es trutura
de
concreto perde
s u a
estan-
queidade e se torna vulnerável a um ou mais processos de deterioração.
Mehta e Gerwick
2
fizeram u m a representação diagramática do processo de fis-
suração do concreto resultan te da corrosão d a armadura (Figura 5-25a). U m a ilus-
tração semelhante
do
processo
de
fissuração devido
a os
ciclos congelamento
e
degelo foi apresentada po r Moukuwa
50
(Figura 5-25b). Geralmente, os vazios ca -
pilares em u m a es trutura de concreto b e m curado exposto ao ar não são saturados.
Assim, u m concreto normal ( sem a r incorporado) n ã o deveria expandir e fissurar
quando exposto a ciclos de congelamento e degelo. O concreto expande porque a s
condições d e intempérie e outros efeitos ambientais produze m fissuras e microfis-
suras. qu e aumentam a permeabilidade do concreto e o grau de saturação dos va-
zios capilares.
Co m base em u m relatório d e Swamy
51
, u m a representação diagramática da ex -
pansão
e
fissuração
do
concreto devidas
às
reações álcali-agregado
é
exibida
n a
Figura 5-25c. D e acordo com o autor, os cimentos Portland contêm alguns álcalis
solúveis, e muitos agregados contêm minerais reativos a os álcalis; portanto, a r ea -
çã o álcali-agregado podè s e r encontrada n a maioria do s concretos. Swamy relata:
A pe s a r de a reação á lcali-agregado ocorrer e m u m concreto, a e xpa ns ã o e f issuração dele té-
r i a n ã o
ocorrem
a
m e nos
q u e o
a m bie nte e s t e j a a l t a m e nte s a tur a do. Se le c iona ndo- s e
a d e -
q u a d a m e n t e
os
m a te r i a i s ,
a
dosagem,
o
proc e s s a m e nto
e as
condições
de
c ura a de qua da s ,
é
pos s íve l produz i r e s t ru tur a s
de
concreto
q u e
pe rm a ne ç a m s uf i c i e nte m e nte s e c a s in te rna -
m e nte dura nte
su a
vida útil .
A
m ic rof i s s ura ç ã o dura nte in te m pé r i e s
e sob
efe itos
do
carre-
ga m e nto .
à s
vezes, destrói
a s u a
e s t a nque ida de
e
torna
o
concreto permeável.
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
Durabilidade 1 8 7
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 34/39
D e
acordo
com a
representação diagramática
do
ataque
po r
sulfato
de
Collepardi (Figura õ-2õd)
30
, a deterioração d a pasta de cimento hidratada, como re -
sultado da interação co m íons sulfato de fontes externas, exige alta permeabili-
dade e presença de água. A s causas típicas da alta permeabilidade d o concreto são:
alta relação águaicimento, adensamento inadequado e fissuração devido a condi-
ções de intempéries e efeitos d e carregamento adversos.
I
Concreto contendo
i microfissuras
(b)
1. G/adientes de umidade e temperatura
2. Impacto d e objeto f lutuantes
3. Ataques químicos e lixiviação da
pasta de cimento
, í.Gdosgelí-dsgelo,sobrecargas»
outros fatores q ue possam aumentar
a permeabilidade do concreto
Concreto altamente I
pen?á« ^
Agua do m a r e a r I
1.Gradientes de um ida de e
temperatura
2. Ataque QUimico
3. Ciclos d e gelo-degelo
4. Cr istalização
[Corrosão da armadural
( c ) U M Rea çao álcali-agregado
( d ) A S E : A ta que por sulfato externo
P or os c a p i l a r e s
(Elevada relação ale 3
cura insuf iciente)
Ma c r opor os
( A de ns a m e nto ina de qua do
t i e um concreto de baixa
r e la ç ã o
a íc
relacionado
a
I raDalhabilidade inadequada]
Mic r of i s s ur a s
(Carregamento estrutural,
aquecimento/ resf r iamento
e ciclos moldagem e
s e c a ge m dur a n ie
a
vida util)
Figura
5 - 2 5 Rep r esen t ação d i ag r am át i ca do s d an o s ao concreto p o r ( a ) co r r o são da a r m a -
d u r a . íb ) ciclos de co n g e l am en t o e degelo, (c) reação álcal i -sí l ica, (d) a t aq u e ex t e r n o po r sulfato,
( (a)
M e h t a .
P . K . :
Ger wi ck
-J r . , B.C. ,
Concr.
Int., v . 4 . pp .
45-51,
1982 , (b )
Mo u k wa , Mo u k wa .
Cem. Concr. Res.. v . 20 . n . 3 . pp . 439-446, 1990 , (c) S wam y , R . N . , ACI, SP 1 4 4 . p p . 305-139, 1 9 9 4 .
(d ) Co l l ep a r d i , M. . Concr. Int.. v . 21 , n . 1 , pp . 69-74, 1999],
Integrando os conceitos apresentad os n a s Figuras. 5-25a, b, c, e d, Mehta
52
pro-
pôs um
modelo holísúco
da
deterioração
ào
concreto pelos efeitos ambientais mais
comuns (Figura 5-26). D e acordo co m esse modelo, um concreto constituído por
materiais be m selecionados e adequadamente adensado e curado se mantém es -
sencialmente impermeável enquanto a s microfissuras e os poros em seu interior
nã o formarem u m a rede interconectada de caminhos qu e cheguem à superfície do
concreto. O carregamento estrutural e os efeitos d a s intempéries, como exposição
ao s ciclos de aquecimento-resfriamento e molhagem-secagem, facilitam propaga-
ção de microfissuras normalmente pré-existentes n a zona d e transição n a interface
entre a argamassa de cimento e a s partículas de agregado graúdo. Isso acontece
durante o Estágio 1 d a interação estrutura-ambiente.
Figura
5 - 2 6 U m modelo holístico da deter ioração do concreto a p a r t i r do s efei tos ambien-
tais mais f reqüentes (Mehta, P . K . , ACI, SP-144. pp . 1-34,1994; Concr. Int.., v . 19 , n . 7, pp . 69-
76 , 1997).
Pode-se obter um ganho substancial de durabilidade do concreto frente a causas de deteriora-
ção cornumente conhecidas, euitando-se a perda de estanqueidade durante a vida útil por meio
do controle do crescimento de microfissuras que interligam as fissuras superficiais com os va-
zios e microfissuras internas.
18 8
Microestrutura
e
Pr opr ie dade s
d o
Concreto Endurecido
Durabilidade 1 8 9
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 35/39
U m a v e z perdida a es tanqueidade do concreto, se u interior pode se tornar sa -
turado. Conseqüentemente, água
e
íons
qu e
desempenham
u m
papel ativo
nos
processos de deterioração podem, então, se r transportados prontamente para o in-
terior. Isso marca o início d o Estágio 2 da "interação estrutura-ambiente", durante
o qual a deterioração do concreto se dá através de sucessivos ciclos d e expansão,
fissuração, perda de massa e aumento da permeabilidade.
Ao contrário do s modelos anteriores de deterioração do concreto, baseados em
u m a abordagem resumida, o modelo holístico n ã o representa u m a "causa especí-
fica", u m a v ez q u e todas a s causas primárias da deterioração do concreto são con-
sideradas no modelo. Adicionalmente, ao invés de responsabilizar apenas um dos
componentes
da
pasta
de
cimento
ou do
concreto pelos danos,
o
modelo considera
o efeito de agentes de deterioração conjuntamente e m todos os componentes da
pas ta de cimento e do concreto. Além disso, o modelo reconhece a experiência de
campo n a qual o grau de saturação do concreto desempenha u m papel preponde-
rante na expansão e fissuração, independentemente se a causa primária fo r açãn
do congelamento (ciclos de congelamento e degelo), corrosão d a armadura, reação
álcali-agregado ou ataque po r sulfato.
Nota-se qu e pouco o u nenhum dano aparente é observado durante o Estágio 1,
q u e representa perda gradual d a es tanqueidade. O Estágio 2 marca o início do
dano,
q u e
primeiro ocorre lentamente, depois mais rapidamente. Sugere-se
que,
durante o segundo estágio, a pressão hidráulica do fluído do s poros n o concreto sa -
turado crescerá devido a u m o u mais fenômenos de expansão volumétrica (por
exemplo, congelamento da água, corrosão da a rmadura e expansão da etringita
ou do gel da reação álcali-sílica). A o mesmo tempo, se os íons hidroxila n a pasta de
cimento estão sendo lixiviados e substituídos pelos íons cloreto o u sulfato, o silicato
de cálcio hidratado se decompõe, e o concreto sofrerá perda de aderência e resis-
tência. Como resultado desses dois processos deletérios, haverá maior perda de
estanqueidade e aceleração do s danos.
Co m
base
no
enfoque holístico
da
deterioração
do
concreto, fica claro
que o pe-
ríodo não-deletério d a ação ambiental corresponde ao Estágio 1, e o período de in-
cremento gradual de danos da ação ambiental corresponde ao Estágio 2 ilustrado
n a Figura 5 -26 . Devido à s variações microestruturais e microclimáticas em dife-
rentes pontos
no
interior
d e u m a
dada estrutura
de
concreto,
é
difícil determ inar
precisamente a extensão de cada estágio. Entretanto, o modelo holístico de dete-
rioração pode se r útil para traçar estratégias custo-efetivas e prolongar a vida útil
do concreto exposto a ambientes agressivos. P or exemplo, o Estágio 1 pode ser p ro -
longado po r centenas de anos com o uso de dosagens de concreto qu e sejam im -
permeáveis e permanecerão livres de fissuras durante a su a vida útil.
5 1 8 Concreto em Ambiente Marinho
P o r
diversas razoes,
o
efeito
d a
água
d o m ar n o
concreto merece atenção especial.
E m primeiro lugar, a s es t ruturas costeiras e de plataformas marítimas estão ex -
postas a ataqu es s imultâneos de vários processos físicos e químicos de deteriora-
ção , proporcionando u m a excelente oportunidade para entender a complexidade
do s
problemas
da
durabilidade
do
concreto
no
campo prático.
E m
segundo lugar,
os oceanos ocupam até 80% da superfície terrestre; assim, u m grande número de
estruturas está exposto à água d o m a r direta ou indiretamente (ventos, po r exem-
plo, podem carregar a névoa salina po r alguns quilômetros da costa para o inte-
rior). Pilares, estacas, tabuleiros, quebra-mar es e muros de contenção d e concreto
sã o amplamente usados n a construção de portos e docas. Para aliviar a terra d as
pressões do congestionamento e poluição urbanos, estruturas marítimas, como a s
platafor mas flutuantes, estão sendo consideradas para a localização d e novos aero-
portos, usinas elétricas e depósitos de lixo. Muitas plataformas marítimas de con-
creto para perfuração
e
reservatórios
de
petróleo foram construídos
no s
últimos
30 anos.
A maior parte da s águas d o m ar é razoavelmente uniforme em su a composição
química, q u e se caracteriza pela presença de cerca de 3 .5% de sais solúveis em su a
massa. A s concentrações iónicas d e N a
+
e Cl são as mais altas, normalmente
11.000
e
20.000
mg/l ,
respectivamente. Entretanto,
do
ponto
d e
vista
da
ação agres-
siva ao s produtos de hidratação do cimento, quantidades suficientes d e M g
2
' e
SO .v normalmente 1.400 e 2.700 mg/l , respectivamente, estão presentes. O pH da
água d o m ar varia entre 7,5 e 8.4; o valor médio de equilíbrio com o CO2 atmosfé-
rico
é 8,2. Sob
certas condições, como baías
e
estuário s protegidos, valores
de pH
abaixo de 7,5 podem se r encontrados devido à alta concentração de CO2 dissolvido,
o que torna a água d o m ar mais agressiva ao concreto de cimento Portland.
O concreto exposto a o ambiente marinho pode se deteriorar como resultado dos
efeitos combinados da ação química do s constituintes da água d o m a r sobre os pro-
dutos de hidratação do cimento, expansão devido à reação álcali-agregado (quando
agregados reativos estão presentes), pressão de cristalização de sais dentro do con-
creto se u m a d e suas faces está sujeita à molhagem e outras a condições de seca-
g em , ação d o congelamento e m climas frios, corrosão da a rmadura no s elementos
armados
ou
protendidos
e
erosão física devido
à
ação
de
ondas
e
objetos flutuan-
tes . O ataque ao concreto devido a qualquer u m a dessas causas tende a aumentar
a permeabilidad e. Isso n ã o apenas tornaria o material cada ve z mais suscetível às
ações continua das pelo mesmo agente destrutivo , como também a outros tipos de
ataque. Assim,
u m a
rede emaranhada
de
causas químicas
e
físicas
de
deteriora-
ção age quando u m a es trutura de concreto exposta à água d o m ar está em um es-
tágio avançado de degradação. Aspectos teóricos da deterioração do concreto pela
água d o m ar , históricos de casos selecionados e recomendações para a construção
de es t ru turas de concreto duráveis e m ambiente marinho sã o discutidas por
Mehta
5:í
e resumidas a seguir.
5.18.1 Aspectos teóricos
Co m respeito ao ataque químico n os constituintes da pasta de cimento hidratada,
pode-se presumir
que os
íons sulfato
e
magnésio
são o s
constituintes deletérios
presentes n a água d o m ar . Observa-se que, com águas subterrâneas, o ataque por
sulfato é classificado como severo quando a concentração de íon sulfato está acima
19 0
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
Durabilidade 191
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 36/39
de 1500 mg/l ; de forma semelhante, a pasta de cimento Portland pode se deterio-
r a r pelas reações de troca catiônica quando a concentração do íon magnésio está
acima
de 500 mg/l , po r
exemplo.
O interessante é que, apesar do indesejável alto teor de sulfato n a água d o m ar .
a experiência prática mostra que, mesmo q u e u m cimento Portland de alto C.-sA
tenha sido usado e quantidades significativas d e etringit a estejam present es como
resultado do ataque po r sulfato à pasta de cimento, a deterioração do concreto não
acontece
po r
expansão
e
fissuração;
em v ez
disso,
ela se dá na
forma
de
erosão
ou
perda de constituin tes sólidos da massa. A o q u e parece, a expansão da etringita é
suprimida em am bientes onde ions (OH) tenha m sido substituídos essencialmente
po r íons Cl . Isso é consistente com a hipótese de que um ambiente alcalino é ne-
cessário para qu e ocorra a expansão da etringita po r adsorção de água. Indepen-
dente
do
mecanismo
ao
qual
a
expansão
po r
sulfato associada
à
etringita
é
eliminada no concreto de cimento Portland co m alto C3A exposto à água do mar.
a influência do cloreto n a expansão po r sulfato demonstra claramente qu e miritn
f reqüentemente
se
erra
n a
modelagem
do
comportamento
do s
materiais quando,
po r simplificação, faz-se previsão do efeito de um fato r individual em u m fenômeno
sem a devida atenção para os outros fatores q ue podem estar presentes, podendo
modificar consideravelmente o efeito.
D e acordo co m o A C I Building Code 318, a exposição ao s sulfatos n a água do
m a r é
classificada como moderada. Nesse caso,
o uso de
cimento Portland Tipo
I I
ASTM (máximo de 8% de CaA) é permitido c o m u m a relação água/cimento m á-
xima de 0 ,50 em concreto de peso normal. N a verdade, o A C I 31SR-21. Building
Code Commentary. estabelece qu e cimentos com até 10% de GA. podem se r u sa -
dos se a relação água/cimento máxima nã o ul trapassar 0.40.
O fato de o hidróxido de cálcio n ã o combinado e m u m a argamassa ou concreto
poder causar deterioração pela reação de troca envolvendo íons magnésio é bem co-
nhecido desde 1818 . a part ir de investigações sobre a desintegração de concretos
pozolânicos
com cal
feitas
p or
Vicat,
q u e ,
indiscutivelmente, pode
s e r
considerado
como u m d o s fundadores d a tecnologia do cimento e do concreto modernos. Vicat
fez a profunda observação:
Subm e t ida s
à
análise ,
as
partes deterioradas exibem muito menos
c a l q u e a s
out r a s :
o que é
defic iente , então,
fo i
dissolvido
e
e liminado; estava
e m
excesso
no
composto.
A
natureza , como
vemos, trabalha para chegar
à s
proporções exatas ,
e
para a tingi-las , corrige
os
e r ros
d a m ã o
q u e
a jus tou
as
dosagens. Assim,
os
efe itos
q u e
a c a ba m os
de
descrever,
e no
caso re la tado,
t o r -
na m -s e
os
mais marcantes , quanto mais
no s
desviamos dessas proporções exatas .
51
Revisões
do
estado
d a
arte
55
-
56
sobre
o
desempenho
d a
es trutura
no
ambiente
m a-
rinho confirmam que a observação de Vicat é igualmente válida para o concreto de
cimento Portland. Com os estudos de longo prazo de argamassas e concretos de ci-
mento Portland expostos à água do mar, a evidência de ataque p or íons magnésio fica
be m clara pela presença de depósitos brancos de brucita ou Mg(OH)s e silicato de
magnésio hidratado,
q ue
pode
s er
detectado
p or
análise mineralógica.
E m
exposição
à água d o m ar , u m concreto b e m curado contendo u m a grande quantidade de escó-
r ia ou pozolana no s materiais cimentícios normalmente supera o desempenho do
concreto contendo apenas cimento Portland.
57
E m parte, isso acontece porque o pri-
meiro contém menos hidróxido d e cálcio n ão combinado após a cura. A implicação d a
perda
de
hidróxido
d e
cálcio pela pa sta
de
cimento hidratada, ocorrida quer pelo
a t a -
que de íons magnésio quer pelo ataque por CO2, fica evidente n a Figura 5-27c.
0 5 10 15 20 25 30 35
Hidróxido
de
cálcio dissolvido,
expresso e m % C a O
(c)
Figura
5 - 2 7
Perda
de
resistência
em
concreto permeável devido
à
lixiviação
d o
hidróxido
de
cálcio,
[(a), (b).
Fotografias
de
Mehta ,
P . K . ;
Haynes.
H .. - J.
ASCE. Structwr
Diu., v. 101.
n . ST-8 , pp . 1679-1686,1975; (c), adaptado de Biczok. I ., Concrete Corrosion
and
Concrele
Proíection. Chemical Publis hing Company .
N ew
York,
p.
291,1967],
Blocos
de
concreto
não
armado (1,75por 1,75por
1,07
m)parcialmente submersos
cm
água
do mar no
porto
de San
Pedro,
em Los
Angeles,
na
Califórnia, foram analisados após
67
anos
d e
exposição contínua. Concretos
cie
baixa permeabilidade
se
«ttcoítírauam
cm
excelen-
tes
condições, independentemente
da
composição
do
cimento Portland. Concretos
que
conti-
nham
um
baixo conswmo
de
cimento (alta permeabilidade) mostraram tamanha redução
na
dureza superficial,
que um
cabo
de aço
formou sulcos profundos
nos
blocos quando foram
içados
com o
auxílio
de um
guindaste anfíbio [parte
(a)].
Testemunhos extraídos mostraram
que o
concreto estava muito poroso
e
fraco,
com
poros grandes contendo depósitos
de uma pre-
cipitação branca [parte (b)jque
foi
identificada como Mg(OH)s pela análise
por
difração
de
raios
X. Os
produtos originais
da
hidratação
de
cimento Port land,
C-S-H e
Ca(OH)í
não es-
tavam mais presentes.
Muitos pesquisadores
têm
concluído
que
pastas, argamassas
e
concretos
de
cimcnto Portland
perdem resistência quando
os
produtos cimentícios
sã o
decompostos
e
lixiviados como
re-
sultado
do
ataque
por
soluções ácidas
ou
contendo magnésio.
A
severidade
da
lixiviação pode
ser
avaliada
a
partir
do
teor
de CaO
dissolvido.
Em
média,
a
resistência
ò
compressão
cai
cerca
de 2
quando
1% de CaO é
removido
da
pasta
de
cimento Portland [parte
(c)j.
19 2 Microestrutura e Pr opr ie dade s d o Concreto Endurecido
Durabilidade
1 9 3
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 37/39
Como a s anál ises d a água d o m a r raramente incluem o teor de CO2 dissolvido,
o
potencia l
de
perda
d e
m a ssa
do
concreto
p o r
lixiviação
do
hidróxido
de
cálcio sólido
d a
pasta
de
cimento hidratada devido
ao
ataque pelo ácido carbônico
freqüentemente deixa
d e s e r
considerado.
D e
acordo
co m
Feld
5S
,
e m 1 9 5 5 ,
depois
de 21 anos de uso , a s estacas e os blocos de concreto do s arcos d e suporte d a Ponte
James River Bridge
em
Newport News, Virgínia, exigiram
1, 4
milhões
de
dólares
para reparo
e
substituição envolvendo
70% de
sua s 2500 estacas.
D a
mes ma forma.
75 0
estacas pré-moldadas
d e
concreto próximas
a
Ocean City,
e m N e w
Jersey,
c ra -
va da s
e m 1 9 3 2 ,
t iveram
d e s e r
reparadas
e m 1 9 5 7 ,
depois
d e 2 5
anos
de uso ; a l -
gum a s d a s estacas t iveram se u diâmetro original reduzido d e 5 5 0 m m para
3 0 0 m m . N o s
dois casos,
a
perda
de
material estava associada
a u m a
concentra-
ção de CO2
dissolvido mais alta
do que a
normal
n a
água
d o m a r .
Deve-se destacar
que , em
concreto permeável,
a
quant idade normal
de CO2 p re -
sente n a á gua d o m a r é suficiente para decompor os produ tos cimentícios. A p r e -
sença
d e
taum.asi.ta (carbosilicato
de
cálcio), hidrocalumita (carboaluminato
de
cálcio hidratado )
e
aragonita (carbonato
de
cálcio)
t e m
sido constatada
e m
amos-
t r a s
de
pa s t a
d e
cimento obtidas
a
part i r
de
est ruturas
d e
concreto deteriorado
e x-
postas
à
água
d o m a r p o r
longos períodos.
5.18.2 Histórico
d e
c a s o s
d e
c on c re t o de t e r i o ra do
Comparado
a
outros materia is est rutura is,
o
concreto geralmente
te m
registrado
u m
desempenho sa t isfa tório
e m
água
d o m a r . N o
entanto,
a
literatura publicada
contém relatos
de um
grande número
de
concretos armados
e n ã o
armados
que so -
freram séria deterioração
e m
ambiente marinho.
C o m o
objetivo
de se
obterem
li-
ções úteis para
a
construção
de
e s t ru t u ra s m a r i nha s
d e
concreto, diversos
históricos
de
casos
d e
deterioração
d o
concreto como resultado
d e u m
longo período
de
exposição
à
água
d o m a r
estão resumidos
n a
Tabela
5-5 e
discutidos
na se -
qüência.
No s
climas amenos
do su l da
França
e su l da
Califórnia, corpos-de-prova
de ar-
gamassa
e
concreto não-armado
se
mant iveram
e m
excelentes condições depois
de
mais
de 60
anos
so b
exposição
à
água
d o m a r ,
exceto quando
a
permeabilidade
do
concreto e ra alta. O s corpos-de-prova d e alta permeabilidade apresentaram con-
siderável perda
d e
massa associada
ao
a taque
po r
íons magnésio, ataque
p o r C O i
e
lixiviação
de
cálcio. Apesar
do uso de
cimentos Portland
de
alto
CsA, a
expansão
e
f issuração
do
concreto devido
à
e t r ingi ta
n ã o
foram observadas
n os
concretos
de
baixa permeabilidade. Portanto,
o
efeito
da
composição
do
cimento
n a
durabili-
dade frente à água d o m a r parece s er menos significativo do que o efeito d a p e r -
meabi l idade
do
concreto.
Elementos
de
concreto armado
em
clima ameno (Embarcadouros
26 e 28 do San
Francisco Ferry Building
n a
Califórnia), apesar
d e
possuírem
u m a
dosagem
de
concreto d e baixa permeabilidade (390 kg/m
3
de consumo de cimento), as suas es -
tru tur as most rara m fissuração devida
à
corrosão
da
armadura depois
de 46
anos
d e u s o .
Porque
a
corrosão requer
a
penetração
de
água
do mar e de a r na
arma-
dura, adensamento deficiente
e
microfissuração estrutural foram diagnosticados
como
as
causas prováveis
do
aumento
d a
permeabilidade,
o q u e
possibilitou
a cor-
rosão
do aço.
Nos
climas frios
d a
Dinamarca
e
Noruega, dosagens
de
concreto
n ão
protegidas
p o r a r
incorporado estavam sujeitas
à
expansão
e
fissuração pela ação
de
conge-
lamento. (Observa-se
q u e a
incorporação
d e a r n ã o e r a
comum antes
d a
década
d e
1950). Assim, a fissuração devida ao s ciclos gelo-degelo, provavelmente, fo i r e s -
ponsável pelo aumen to
n a
permeabilidade, seguida
p o r
outros processos destruti-
vos ,
como
a
reação álcali-agregado
e a
corrosão
d a
armadura .
Investigações
em
est ruturas
de
concreto armado mostrar am
q u e u m
concreto
t o-
talmente imerso
e m
água
d o m a r
normalmente sofre pequena
ou
nenhuma dete-
rioração,
e u m
concreto exposto
a
sais
no a r ou na
névoa sofre certa deterioração,
especialmente quando permeável.
J á u m
concreto sujeito
à
ação
de
maré
é o que
mais sofre deterioração.
TABELA 5- 5 Desempenho d o concreto exposto à água do mar .
Histórico
da s
e s t ru tur a s
Re s ul t a dos
da
análise
Clima Ameno
Cubos
de
a r g a m a s s a
d e 4 0 c m
expostos
à
á gua
d o m a r
e m L a
Rochelle .
s u l d a
Fra nç a ,
e m
1904-1908*.
p r e -
pa ra dos co m diferentes c imentos e três diferentes
c ons um os
de
c imento,
a
saber:
3 0 0 . 4 5 0 e 6 0 0
kg/m
3
:
18 blocos de concreto n ã o a rm a do de 1 ,75 x 1 .75 x
1 . 0 7 m
pa rc ia lm e nte s ubm e r s os
e m
á gua
d o m a r n o
por to
d e L o s
Angeles,
e m
1905' . confeccionados
c o m
seis diferentes c imentos Portland
e
três diferentes
dos a ge ns
de
concreto;
E s t r u t u r a s
de
concreto
n o S a n
Francisco Ferry Build-
i n g .
c ons t ru ído
e m 1 9 1 2 ,
usado c imento Portland
Tipo
1 com 14 a 17% de C. iA.
Dosagem
do
concreto
de
1 :5 .
c onte ndo
39 0
kg/m
:)
de
c imento.
J a que ta s c i l índr i ca s
de
concreto pré-moldado para
o
Cais 17 .
Cilindros moldados
in
loco para
os
Ancoradouros
30 e 39 .
Ci l indros de concreto moldados in loco e vigas trans-
versais para
o
Cais
2 6 e 2 8
:
.
A pós
66
a nos
de
exposição
à
á gua
d o m a r . o s
cubos
f e i -
t o s c o m 6 0 0
kg/m
3
de
c im e nto e s t a va m
e m
boas
c o n -
dições. mesmo quando continham
u m
c imento Port-
l a nd
de
a lto
C:jÂ
(14.9%).
O s q u e
c ont inha m
30 0
kg/m
:i
estavam destruídos.
Assim,
a
composição química
do
c imento
fo i
funda -
m e nta l pa r a
os
cubos
de
baixo consumo
de
c imento.
E m
gera l, c imentos pozolánicos
e de
escória mostra-
r a m
melhor resis tência
à
á gua
d o m a r d o q u e
c imen-
to s
Por t l a nd. Es tudos
de
microscopia e le trônica
de
a m os t r a s de te r ior a da s m os t r a r a m pre s e nç a
de
aragonita . brucita . e tr ingita , s il ica to
de
m a gné s io
hi -
dra ta do
e
t a um a s i t a .
Após 67 a nos de exposição, os blocos de concreto denso
(1:2:4), a lguns confeccionados
co m
c imento Portland
contendo
1 4 % d e C o A .
e s t a va m a inda
em
excelente
condição. J á blocos de concreto magro (1:3:6) perde
r a m
a lgum materia l
e
f icaram muito mais moles
(Figura 5-27a). Análises
po r
d i f r a ç ã o
d e
ra ios
X do
concreto enfraquecido mostraram a presença d e b r u -
cita , gipsita . e tr ingita
e
h idroc a lum i ta .
O s
consti-
tuintes c imentíc ios,
g e l C - S - H e
Ca(OH)-
nã o
foram
detectados.
Após
46
a nos
de
util ização,
(a )
e s t a va m
e m
excelentes
condições, e 9 0 % d a s e s t a c a s pe rm a ne c ia m (b) em
boas condições.
D e 2 0 a 3 0 % d a s
estacas
(c) .
foram
a ta c a da s
n a
zona
de
m a ré .
e
cerca
d e 3 5 % d a s
vigas
t r a ns ve r s a i s profunda s t inha m su a face inferior e
p a r t e
da
face vertica l f issuradas
ou
lascadas devido
à
corrosão
da
a r m a d u r a .
A
pr e s e nç a
de
microfissuras
devido
à
f lexão
so b
c a r r e ga m e nto pode
te r
exposto
a
a r m a d u r a
à
corrosão pela água
d o m a r . A
mão-de-
obra ina de qua da
fo i
responsabilizada pelas diferen-
ç a s n o
c om por ta m e nto
do
concreto,
q u e e r a d a
m e s m a qua l ida de
e m
toda s
a s
e s t ru tur a s .
(continua)
1 9 4 Microestrutura e Propriedades d o Concreto Endurecido
Durabilidade 1 9 5
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 38/39
TABELA 5 -5 Desempenho do concreto exposto à água do mar. (continuação)
Hi s t ó r i co d a s e s t r u t u r as Resu l t ad o s da anál ise
Clima Fr io
Mu i t a s e s t r u t u r as co s t e i r a s d e 2 0 a 5 0 an o s f o r am in -
c l u í d as e m u m a p e s q u i s a d e 1 9 5 3 a 1 9 5 5 e m 4 3 1 e s -
t r u t u r a s de co n c r e t o n a D i n am ar ca
5
. E n t r e as e s t r u -
t u r a s s e v e r a m e n t e d e t e r i o r a d as em Ju t l an d , e s t a -
v a m a s seg u i n t e s :
P o n t e Od d esu n d , Ca i s
7: O
h i s t ó r i co
da
e s t r u t u r a
in -
dicou u m a f i s su r ação i n i c i a l de t u b u l õ es d ev i d a a
t en sõ es t é r m i cas . I s so p e r m i t i u u m a i n f i l t r ação c o n -
s i d e r áv e l cie á g u a a t r a v é s d a s p a r e d e s do s t u b u l õ es e
da m a s s a de co n c r e t o d e p r e e n c h i m e n to do inter ior .
O s r ep a r o s g e r a i s se deram após oi to anos d e u s o .
P o n t e
d e
au t o - es t r ad a . No r t h Ju t l an d : F i ssu r ação
e
l a scam en t o sev e r o
do
co n c r e t o
no
nível médio
da
ág u a d e r am f o r m a ca r ac t e r í s t i ca d e a m p u l h e t a à s e s -
t acas . O co n c r e t o n a áre a estava muito f raco. Havi a
co r r o são de t o d a a a r m a d u r a e m t o d o s os locais e, de
f o r m a m a i s p r o n u n c i ad a , n a s v i g as l o n g i t u d i n a i s .
Q u e b r a - m a r 71 . b a r r e i r a n o r t e , L im Fjord: Blocos de
co n cr e t o m ag r o ( 2 2 0 kg/m
H
cimento) expostos a cl ima
de ventos, ciclos de m o l h a g e m e secagem, al ta sal ini-
d ad e , co n g e l am en t o
e
degelo,
e
i m p ac t o sev e r o
de
casca l h o e a r e i a n a rebentação. Alguns blocos desa-
p a r e c e r a m n o m a r a o longo d e 2 0 anos.
Ao longo da co s t a da No r u eg a , 71 6 e s t r u t u r a s d e c o n -
c r e t o f o r am i n sp ec i o n ad as en t r e 1 9 6 2 e 1 9 6 4 . Cerca
d e 6 0 % d a s e s t r u t u r a s de concreto armado eram cais
co m pi lares delgados contendo concreto submerso
l an çad o co m t r e m o n h a . A m a i o r i a do s cais t inha ta -
b u l e i r o s do t ipo laje e viga. N a ép o ca da invest igação,
ce r ca
de
dois terços
d a s
e s t r u t u r as p o ssu í am en t r e
20 e -50 an o s de idade. '
D a s estruturas costeiras, cerca d e 4 0 % a p o n t a r a m de -
t e r i o r ação g en e r a l i zad a , e cerca d e 3 5 % ap o n t a r am
desde danos severos n a superf ície a leve deter ior iaçàn.
i n v es t i g açõ es
no
concreto deter iorado
da
Ponte
Od d esu n d i n d i ca r am d eco m p o s i ção do c i m en t o e
p er d a de r e s i s t ên c i a d ev i d a ao a t a q u e po r sulfato
ab a i x o do nível de m ar é - b a i x a e f i s su r ação d ev i d a ao
co n g e l am en t o e degelo, b e m como reação álcal i -agre-
g ad o ac i m a do nível de m ar é a l t a . Os p r o d u t o s de
r eação da decomposição do cimento foram aragonita.
e t r i n g i t a , g i p s i t a . b r u c i t a c j c l sílico-alcc.lir.c.
A
an á l i se
d a s
e s t acas
de
concreto
d a
ponte rodoviár ia
mostrou evidências
de
b a i x a q u a l i d ad e
do
concreto
(al ta a / c ) . S i n t o m as de decomposição geral do ci -
m en t o e corrosão severa da a r m a d u r a se sobrepu-
n h a m n a s ev i d ên c i a s do s p r i n c i p a i s ag en t es d e l e t é -
r ios, como congelamento-degelo e reação álcal i -
agregado.
I n v es t i g açõ es em blocos de concreto severamente dete
r iorados do Q u e b r a - m a r 71 m o s t r a r a m u m a matr iz
pastosa muito f raca, co m p a r t í cu l a s do ag r eg ad o so l -
t a s .
Além
do gel
sí l ico-alcal ino,
foi
co n f i r m ad a
a p r e -
sen ça de g i p s i t a e bruci ta.
Abaixo do níve de m ar é - b a i x a e ac i m a do nível de
m ar é - a l t a , os p i l a r e s de concreto geralmente esta-
v a m e m boas condições. N a zona d e rebentação, cerca
d e 5 0 % d o s p i l a r e s av a l i ad o s e s t av am em boas condi-
ções: 14 % t i n h a m a á r ea da seção t r an sv e r sa l r ed u -
zida e m 3 0 % o u m a i s , e 2 4 % t i v e r am de 10 a 30% da
á r ea
da
seção t r an sv e r sa l r ed u z i d a .
A s
l a j e s
do
t ab u -
leiro se ap r esen t av am g e r a l m en t e em boas condi-
ções, m a s 2 0 % d a s vigas de t ab u l e i r o n ecess i t a r am
de o b r as de r ep a r o s em f u n ção de maiores danos de -
vidos à corrosão da a r m a d u r a . A d e t e r i o r ação dos p i -
l a r e s n a zona de m a r é fo i a t r i b u í d a p r i n c i p a l m en t e à
ação do congelamento em concreto de baixa qual idade.
"Regourcl. M .. A n n a i e s de 1 ' In f t i t u t e Techn ique du B â t i m e n t e t d e s Travaux Pub l i cs . n . 3 2 9 . -June 1 9 7 5 . a n d n . 3 5 S . F e b . 1 9 7 S .
í M e h t a .
P . K :
H a y n e s .
H. .
J. Slrucl. Div A S C E .
v . 101 . n . S T - S . A ug. 1975.
+Fluss .
P . J . :
G o r m a n .
S . S . .
•). ACI. Proc„
v.
54 .195S.
§ Idorn .
G . M . .
Durab i l i t y
of
Concret e St ructu res
in
D e n m a r k , D. Sc- dissertation. Tech . Un iv . , Copenhagen . Denmark .
1 9 6 .
f
G j o r v .
O . E . .
Durability ofReinforced Concrete Wharves in Norwegian Harbors.
T he
Norweg ian Commi t t ee
on
Concret e
i n S e a
Water .
1 9 6 S .
5.18.3 Lições d o s his tóricos d e casos
Para futuras construções de es truturas marinhas de concreto, as lições obtidas a
part ir do s históricos d e casos do concreto deteriorado pela águ a d o m ar podem se r
listadas. Estas lições confirmam a validade do modelo holístico d a deterioração do
concreto
j á
discutido, conforme apresentado
a
seguir.
1.
Permeabilidade
é a
chave
da
durabilidade. Interações deletérias
de
graves
conseqüências entre constituinte s de cimento Portland hidratado e água d o m ar
acontecem quando n ão h á precauções contra a penetração de água do mar no in -
terior de um concreto. A s causas típicas d e u m a estanqueidade insuficiente são :
concretos m a l proporcionados, ausência de ar adequadamente incorporado, se
a estrutura está localizada e m clima frio, adensame nto e cura inadequados, co-
brimento insuficiente d a armadura, juntas m a l projetadas o u executadas e mi-
crofissuração n o concreto endurecido atribuída à s condições de carregamento e
outros fatores, como retração térmica, retração p or secagem e reação álcali-
agregado.
É
interessante destacar
qu e
engenheiros
da
tecnologia
de
ponta
do
concreto
cada ve z mais se conscientizam da importância d a permeabil idade do concreto
para
a
durabilidade
de
estruturas expostas
à s
águas agressivas.
Po r
exemplo,
a s dosagens de concreto para estruturas de plataformas marí t imas n a Noruega
sã o agora especificadas para atingir u m a permeabilidade máxima permitida
(k <I0"%g/Pa.in.seg). N os Estado s Unidos, a s dosagens d e concreto para a cons-
trução de tabuleiros e estacionamentos expostos a sais de degelo estão sendo
especificadas de forma a l imitar a s taxas de penetração de cloretos a valores
iguais ou menores qu e 2000 Coulombs, de acordo com a ASTM Standard Test
Method C 1202.
2. Tipo e severidade da deterioração podem n ão se r uniformes na estrutura.
Conforme ilustrado pela represent ação esquemática do cilindro d e concreto ar -
mado exposto
à
água
d o m a r
(Figura 5-28),
a
seção
q ue
sempre
se
mantém
acima d o nível de maré alta será a mais suscetível à ação d e congelamento e cor-
rosão
da
armadura.
A
seção
qu e
está entre
a s
linhas
de
maré alta
e
baixa será
vulnerável à fissuração e ao lascamento, n ã o apen as pela ação de congelamento
e corrosão da s armaduras , m a s também pelos ciclos de molhagem e secagem.
Ataques químicos devidos à reação álcali-agregado e interação água d o m ar -
pasta de cimento também agem nesse ponto. O concreto enfraquecido pela m i-
crofissuração e pelos ataques químicos se desinteg rará pela ação erosiva e pelo
impacto da areia, cascalho e gelo; assim, a deterioração máxima ocorre junto à
zona
de
maré.
P o r
outro lado,
a
parte completamente submersa
d a
es trutura
só
estará sujeita ao ataque químico da água d o m ar . P o r n ão estar exposta a t em -
peraturas abaixo
d o
ponto
de
congelamento,
nã o
haverá risco
d e
danos
por con-
gelamento. Haverá pequena ou nenhuma corrosão n a armadura devido à
19 6
Microestrutura
e
Propriedades
d o
Concreto Endurecido
Durabilidade
197
7/23/2019 Durabilidade das estruturas
http://slidepdf.com/reader/full/durabilidade-das-estruturas 39/39
ausência de oxigênio.
P ar ece q u e a deterioração química progressiva d a p as ta d e cimento pela água
d o m a r , d a
superf ície para
o
in ter ior
do
concreto, segue
u m
padrão geral
59
.
A
formação de aragonita e b icarbonato pelo ataqu e do CO2 normalmente f ica r e s -
t r i t a à superfície do concreto; a formação de brucita pelo ataque de íons m a g -
nésio é encontrada abaixo d a superfície do concreto, e a evidência de alguma
Fissuração devida
à
corrosão
d o a ço
Fissuração devida a o congelamento-degelo
e a o s gradientes normais d e umidade
e
temperatura
Abrasão física devida
à
aç ão
de
ondas,
areia, cascalho e gelo flutuante
Reação álcal i-agregado e de c omposi ç ão
química do cimento hidratado
Armadura
P adr õe s d e decomposição quimica
1. Ataque p o r C O2
2. Ataque por ion Mg
3.
Ataque
por
sulfato
Zona atmosférica
Mafé alta
/ (
r
.
, :-r -
Zona submersa
Figura 5 - 2 8 Representaçã o esquemática
de um
cilindro
de
concreto armado exposto
à
água
d o m a r
(Mehta,
P . K . ,
Performance
of
Concrete
in
Marine Enuironment,
ACI
S P - 6 5 , p p . 1-20,1980).
O lipo e a severidade do ataque em uma estrutura de concreto marítima dependem das
condições de exposição. As seções da estrutura que se mantêm completamente submer-
sas raramente estão sujeitas à ação de congelamento ou à corrosão da armadura. O
concreto nessa condição de exposição estará suscetível a ataques químicos. O padrão
geral do ataque químico do exterior para ao interior do concreto é apresentado. A seção
acima da marca de maré alta estará vulnerável tanto à ação de congelamento quanto
à corrosão da armadura. A deterioração mais severa é mais passível de ocorrer na zona
de maré, porque nela a estrutura está. exposta a todos os tipos de alagues físicos e quí-
micos.
formação d e etr ingita n o interior indica q ue íons sulfato s ão capazes de penetrar
a t é mais p r o f u n d amen te . A menos q u e o concreto seja muito permeável, ne -
nhum dano resulta
d a
ação química
da
água
d o m a r n a
p as ta
de
cimento,
p o r -
q u e o s produtos de reação (aragonita, brucita e etringita), sendo insolúveis,
t en d em a reduzir a permeabilidade e in ter romper o ingresso adicional d a água
d o m a r n o in ter ior do concreto. Esse tipo de ação protetora n ã o estará disponí-
ve l sob condições d e carregamento d inâmico n a zona d e maré, onde os produtos
de reação seriam lavados pela ação d a s ondas assim q u e s e formassem,
3. A co r r o são d a armadura normalmente é a pr incipal causa d a deter ioração
e m es t r u tu r as d e concreto armado e pro tendido expostas à água d o m a r , m a s
p ar ece
n ã o s e r a
pr imeira causa
d a
f i s su r ação
e m
co n cr e to
d e
baixa permea-
bilidade. C om base n os numerosos casos de deterioração, a s in terações f issura-
ção-corrosão provavelmente seguem a ro tina ilustrada no d iag r ama d a Figura
5-25a. U m a v e z q u e a taxa de corrosão depende da área cátodo/ ânodo, n ã o deve
ocorrer grande expansão acompanhando a corrosão do aço a té que h a ja u m a
quantidade suf iciente
d e
oxigênio
n a
superf ície
da
armadura ( is to
é , u m a u -
mento n a á rea catódica). Isso n ão acontecerá enquanto o cobrimento d e concreto
e m torno d a zona de interface aço-pasta de cimento permanecer impermeável.
Poros e microf issuras j á existem n a zona d e in ter face, m a s s u a in tensif icação
a t r av és d e u m a var iedade de fenômenos q u e n ã o a corrosão parece necessária
para qu e ha ja condições de corrosão significativa n a a r mad u r a do concreto. U m a
ve z estabelecidas as condições para corrosão, u m ciclo d e fissuração associado à
corrosão progressivamente crescente (fissuração-corrosão-fissuração adicional)
se
inicia
e
acaba
p o r
levar
a
consideráveis danos estruturais.
Teste
s eu
Conhecimento
5.1 O qu e você entende pelo termo
durabilidade
? Comparada à s outras conside-
rações, qual deveria se r a impor tância dada à durabilidade no projeto e n a cons-
trução de es t r u tu r as d e concreto?
5. 2
Escreva
u m
breve texto sobre
a
es t r u tu r a
e a s
propr iedades
da
água,
no que
di z respeito especialmente a seu efeito destrutivo sobre os mater iais .
5. 3 Def ina o coeficiente d e permeabilidade. Forneça os valores típicos do coefi-
ciente para (a ) p as tas de cimento n o estado fresco; (b ) p as tas de cimento no estado
endurecido; (c) agregados comumente utilizados; (d) concretos de alta resistência;
(e) concreto massa para barragens.
5. 4
Como a d imensão do agregado influencia o coeficiente de permeabilidade do
concreto? Relacione outros fatores q ue determinam a permeabilidade do concreto
e m u m a estru tura.
5.5 Qual é a diferença entre erosão e abrasão? D o ponto d e v is ta de durabilidade
à
abrasão severa,
q ue
recomendações você faria
n a
especificação
do
concreto
e
cons-
trução d e u m piso industrial?
5 .6 Sob que condições a s soluções salinas podem danificar o concreto se m envol-
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