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PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO
AUTO-ADENSÁVEL
Bianca Serra Coutinho
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa de Pós-graduação em Engenharia
Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio
de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários à obtenção do título de Mestre em
Engenharia Civil.
Orientador(es): Lidia da Conceição Domingues
Shehata
Ibrahim Abd El Malik Shehata
Rio de Janeiro
Junho de 2011
PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO
AUTO-ADENSÁVEL
Bianca Serra Coutinho
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE)
DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM
CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.
Examinada por:
___________________________________________
Prof. Lidia da Conceição Domingues Shehata, Ph.D.
___________________________________________
Prof. Ibrahim Abd El Malik Shehata, Ph.D.
___________________________________________
Prof. Giuseppe Barbosa Guimarães, Ph.D.
___________________________________________
Prof. Regina Helena Ferreira Souza, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
JUNHO DE 2011
iii
Coutinho, Bianca Serra
Propriedades e Comportamento Estrutural do
Concreto Auto-Adensável / Bianca Serra Coutinho. – Rio
de Janeiro: UFRJ/COPPE, 2011.
X, 230 p.: il.; 29,7 cm.
Orientadores:Lidia da Conceição Domingues Shehata
Ibrahim Abd El Malik Shehata
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa
de Engenharia Civil, 2011.
Referências Bibliográficas: p. 217-230.
1. Concreto Auto-Adensável. 2. Propriedades. 3.
Comportamento Estrutural. I. Shehata, Lidia da
Conceição Domingues et al.. II. Universidade Federal do
Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil.
III. Título.
iv
A minha mãe, Leopoldina,
e a meu pai, Jorge Luiz.
v
AGRADECIMENTOS
Agradeço, em primeiro lugar, a Deus, que me deu a oportunidade de mais uma
existência.
Meus sinceros agradecimentos à minha orientadora, Professora Lidia Shehata,
pelos ensinamentos passados, pelo apoio e orientação irrestritos e por ter acreditado
que eu conseguiria desenvolver este trabalho.
A todos os professores do PEC que ajudaram na minha formação profissional,
em especial ao Professor Ibrahim Shehata pelas aulas valiosas e pela orientação dada
à minha dissertação.
À minha família amada: minha mãe Leopoldina, meu pai Jorge Luiz e meu
irmão Leandro, pelo amor incondicional, pelos conselhos e por fazerem de mim o ser
humano que hoje sou.
Aos meus superiores e colegas da empresa em que trabalho, PCE Projetos e
Consultoria de Engenharia, por terem me permitido cursar o mestrado e pelo apoio
durante esse período.
Aos meus familiares, pelo carinho ao longo de todos esses anos.
Às minhas amigas e ao meu namorado Marcello, pelo incentivo e compreensão
no momento que estive ausente durante esses anos de mestrado.
vi
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
PROPRIEDADES E COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CONCRETO AUTO-
ADENSÁVEL
Bianca Serra Coutinho
Junho/2011
Orientadores: Lidia da Conceição Domingues Shehata
Ibrahim Abd El Malik Shehata
Programa: Engenharia Civil
O concreto auto-adensável (CAA) é um tipo de concreto relativamente novo (cerca
de 20 anos) e as normas nacionais e internacionais sobre especificação, produção e
controle desse concreto são bem recentes e surgiram devido ao aumento do uso do
CAA, particularmente em pré-fabricados.
A maior parte dos estudos já realizados sobre CAA enfocam materiais constituintes
e sua influência nas propriedades do concreto fresco e endurecido; os que abordam
comportamento estrutural são em menor número. Embora, em geral, espere-se que o
comportamento estrutural do CAA não seja muito diferente daquele do concreto
convencional, o maior porcentual volumétrico de pasta de cimento e menor dos
agregados graúdos e a eventual menor dimensão máxima do agregado graúdo podem
acarretar algumas diferenças entre o comportamento estrutural imediato e ao longo do
tempo de elementos de concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma resistência à
compressão.
Este trabalho objetivou resumir o estado do conhecimento atual sobre CAA
(vantagens, desvantagens, aplicações, propriedades, comportamento estrutural),
analisar as informações existentes na literatura e identificar eventuais aspectos que
precisam ser melhor investigados.
No estudo realizado, foram consultadas mais de 150 publicações sobre CAA.
Embora seja impossível a generalização devido aos diferentes tipos e proporções dos
materiais que podem ser usados nos CAA, algumas tendências de comportamento
diferenciado entre os CAA e os vibrados foram identificadas.
vii
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
PROPERTIES AND ESTRUCTURAL BEHAVIOR OF SELF-COMPACTING
CONCRETE
Bianca Serra Coutinho
June/2011
Advisors: Lidia da Conceição Domingues Shehata
Ibrahim Abd El Malik Shehata
Department: Civil Engineering
The self-compacting concrete (SCC) is a relatively new type of concrete (about 20
years) and national and international standards for specification, production and control
of that kind of concrete are recent and came out due to the increasing use of SCC,
particularly in precast elements.
The majority of the studies carried out on SCC dealt with constituent materials and
their influence on the properties of fresh and hardened concrete; a smaller number
addressed the structural behaviour. Although, in general, one could expect that the
structural behaviour of SCC does not differ much from the one of the vibrated concrete,
the greater paste volume and lower coarse aggregate content and the eventual smaller
aggregate size of the SCC can lead to some differences between the short and long
term behaviour of elements made of SCC and vibrated concrete of the same
compressive strength.
This report aimed to summarize the state of current knowledge about SCC
(advantages, disadvantages, properties, structural behaviour), analyse the data
available in the literature and identify aspects that need further investigation.
More than 150 publications on SCC were consulted. Although the different types
and proportions of materials that can be used in the CAA make it impossible to
generalize the findings, certain trends of differential behaviour between SCC and
vibrated concrete could be identified.
viii
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO……………………………………...............................................1
2. CARACTERÍSTICAS E APLICAÇÕES DO CAA............................................2
2.1 – CARACTERÍSTICAS GERAIS ....................................................................................... 2
2.2 – VANTAGENS E DESVANTAGENS .............................................................................. 4
2.3 – TIPOS DE LANÇAMENTOS E FORMAS ..................................................................... 6
2.4 – ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO NO ESTADO FRESCO .................................... 8
2.5 – EXEMPLOS DE APLICAÇÕES E ANÁLISES DE CUSTOS...................................15
3. PROPRIEDADES DO CAA NO ESTADO ENDURECIDO..........................23
3.1 – RESISTÊNCIAS À COMPRESSÃO E À TRAÇÃO E MÓDULO DE
ELASTICIDADE ........................................................................................................................ 23
3.2 – HOMOGENEIDADE EM ELEMENTOS ESTRUTURAIS ......................................... 72
3.3 – ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO .................................................................................. 88
3.4 – RETRAÇÃO E DEFORMAÇÃO LENTA ................................................................... 122
3.5 – DURABILIDADE ........................................................................................................... 128
3.6 – RESISTÊNCIA AO FOGO .......................................................................................... 130
4. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA.........................................132
4.1 – VIGAS DE CONCRETO ARMADO ........................................................................... 132
4.2 – VIGAS DE CONCRETO PROTENDIDO .................................................................. 148
4.3 – PILARES ........................................................................................................................ 182
4.4 – OUTROS ELEMENTOS .............................................................................................. 193
5. CONCLUSÕES.......................................................................................... 202
5.1 – ASPECTOS GERAIS ................................................................................................... 202
5.2 – PROPRIEDADES ......................................................................................................... 202
5.3 – COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA ....................................................... 213
5.4 – CONSIDERAÇÕES FINAIS ........................................................................................ 216
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.....................................................................217
BIBLIOGRAFIA ADICIONAL................................................................................227
ix
LISTA DE SÍMBOLOS
a distância entre a seção de aplicação da carga e a de apoio
agl aglomerantes em massa
a/agl relação água/aglomerantes em massa
a/c relação água/cimento em massa
a/f relação água/finos em massa
b largura
C cimento
CAA concreto auto-adensável
d altura útil
dmáx dimensão máxima dos agregados
Ec,j módulo de elasticidade do concreto na idade de j dias
fb resistência de aderência
fb/√fc resistência de aderência normalizada
fc,j resistência à compressão axial do concreto obtida do ensaio de
corpos-de-prova cilíndricos na idade de j dias
fct,j resistência à tração por compressão diametral do concreto na
idade de j dias
fct,fl,j resistência à tração na flexão do concreto na idade de j dias
fcu,j resistência à compressão axial do concreto obtida do ensaio de
corpos-de-prova cúbicos na idade de j dias
fst resistência à tração do aço
h altura
m relação entre materiais inertes e aglomerantes em massa
Mcr momento fletor de fissuração
Mmáx momento fletor máximo
ρ taxa geométrica de armadura longitudinal
x
ρv taxa volumétrica de armadura transversal
Pmáx carga máxima
REF concreto vibrado, tido como referência
T500 tempo, em s, levado para que o CAA tenha espalhamento de
500mm
Vu força cortante última
Vu/bd tensão cisalhante nominal
Vu,exp força cortante última experimental
Vu,calc força cortante última calculada
Vmáx força cortante máxima
α teor de argamassa seca em massa
Φ diâmetro nominal da barra de aço
τb tensão de aderência média das tensões relativas aos
deslizamentos de 0,01mm, 0,1mm e 1mm
1
1. INTRODUÇÃO
O concreto auto-adensável (CAA) foi desenvolvido em meados dos anos 80 na
Universidade de Tóquio, com o objetivo de resolver problemas de concretagem em
estruturas com formas complexas e com altas taxas de armadura e de falta de mão-de-obra
especializada.
Considerado um dos maiores avanços na tecnologia de concreto, o CAA vem ganhando
cada vez mais espaço em obras por todo o mundo, graças a pesquisas que desde então
vêm sendo desenvolvidas e a aplicações bem sucedidas.
Apesar das pesquisas e aplicações que vêem sendo realizadas por todo o mundo, o
CAA ainda é carente de estudos sobre alguns aspectos, havendo inclusive afirmações
contraditórias.
Este trabalho tem como objetivo o levantamento do estado-da-arte sobre o concreto
auto-adensável (características, propriedades, comportamento estrutural), a análise das
informações existentes na literatura e a identificação dos aspectos que necessitam
investigação adicional.
No capítulo 2, são abordados aspectos gerais e dados exemplos de aplicações e
análises de custo do CAA. Estudos sobre propriedades desses concretos no estado
endurecido são enfocados no capítulo 3 e os sobre comportamento estrutural de elementos
com eles produzidos constam do capítulo 4. A análise das informações resumidas nesses
capítulos levaram às conclusões apresentadas no capítulo 5.
2
2. CARACTERÍSTICAS E APLICAÇÕES DO CAA
2.1. CARACTERÍSTICAS GERAIS
Segundo EFNARC (2002), para um concreto ser considerado auto-adensável, ele
deve apresentar três propriedades fundamentais: fluidez, habilidade passante e resistência
à segregação. Define-se fluidez como a capacidade do concreto auto-adensável de fluir
dentro da forma preenchendo todos os espaços. Habilidade passante é a capacidade de
movimentação pela forma, passando por entre as armaduras sem obstrução do fluxo ou
segregação. Resistência à segregação é a capacidade do concreto de se manter coeso ou
fluir dentro das formas, passando ou não através de obstáculos, sem haver separação entre
a pasta de cimento e os agregados.
Os materiais usados na produção do concreto auto-adensável podem ser os
mesmos usados na do concreto vibrado (cimento, água, agregados, adições e aditivos),
mas em proporções diferentes. O CAA geralmente apresenta menor teor de agregados
graúdos e maior teor de finos (adições minerais ou filers), agregados miúdos e aditivos
superplastificantes. Algumas vezes, aditivos modificadores de viscosidade são também
usados nesses concretos. Segundo o SCC European Project Group (2005), são
considerados finos os materiais com dimensão máxima de 0,125mm.
Os CAA que precisam ter a capacidade de se movimentar ao longo de maiores
distâncias horizontais necessitam de maior teor de finos, cerca de 30% a mais que os
concretos vibrados e até aproximadamente 600 kg/m3 (powder type self-compacting
concrete); os que não precisam ter essa capacidade podem ter apenas cerca de 10% de
finos a mais que os concretos vibrados, mas, para evitar segregação, aditivo modificador de
viscosidade deve ser necessário (stabilizer type self-compacting concrete). Os primeiros
têm menor relação água/cimento e relação água/aglomerante e, consequentemente,
maiores resistências (fib, 2009). No meio técnico brasileiro, costuma-se chamar os CAA
com maior capacidade de se movimentar de “auto-nivelantes” e os outros de “auto-
3
adensáveis”. Neste trabalho, é adotada a denominação genérica de concreto auto-
adensável para todos os concretos que não precisam vibração.
Todos os tipos de cimento podem ser usados para a produção de CAA, sendo a sua
escolha definida pelas necessidades e disponibilidade específicas.
As adições são geralmente usadas para aumentar e manter a coesão e a resistência
à segregação do concreto no estado fresco, além de acarretar o aumento da quantidade de
finos, com conseqüente aumento na densidade da pasta (menor relação água/finos),
dificultando a penetração de agentes agressivos e melhorando a zona de transição pasta-
agregados.
O tamanho e a forma do agregado graúdo influenciam diretamente a fluidez e a
habilidade passante do CAA. Quanto mais esféricas as partículas dos agregados, menor a
chance de haver “bloqueios” e maior a fluidez da mistura, uma vez que há uma redução no
atrito interno. Outra medida para se evitar os “bloqueios” é a limitação da dimensão máxima
do agregado, geralmente de 12 a 20mm (SCC EUROPEAN PROJECT GROUP, 2005).
Os aditivos plastificantes e superplastificantes têm como função a redução da
quantidade de água na mistura e/ou de aumentar a fluidez do concreto fresco. Já o uso dos
aditivos modificadores de viscosidade resulta em aumento da coesão, prevenindo-se,
assim, a exsudação e a segregação. Eles também são usados para minimizar os efeitos de
variação na umidade dos agregados, pó nos agregados, fazendo assim o CAA mais robusto
e menos sensível às pequenas variações na proporção e condição dos seus constituintes.
Mesmo com o uso do aditivo modificador de viscosidade, é fundamental um rigoroso
controle das características dos materiais utilizados, bem como suas respectivas dosagens,
para que não haja uma perda de habilidade passante e coesão, uma vez que o CAA é bem
mais sensível às variações dos materiais do que o concreto vibrado.
Como a produção de concretos auto-adensáveis envolve diferentes tipos de
componentes, dependendo inclusive da disponibilidade em cada região, não existe uma
receita pré-determinada para a fabricação do CAA. Diferentes métodos de dosagem do
4
CAA têm sido propostos. Como exemplo, podem ser citados os métodos de Gomes, Gettu e
Agulló (2003) (apud GOMES e BARROS, 2009) e Tutikian (2004).
De maneira geral, esse tipo de concreto pode ser dosado tanto no canteiro de obras
como em centrais de concreto e seu lançamento pode ser feito da mesma maneira que os
concretos vibrados.
2.2. VANTAGENS E DESVANTAGENS
Com o concreto auto-adensável, a construção civil vem tendo diversos ganhos, tanto
diretos como indiretos. Como principais vantagens do uso do CAA podem ser citadas
(OKAMURA, 2000; TUTIKIAN, 2004; MAAGE, 2005; BORRONI, 2006):
1. Permite a concretagem sem adensamento em regiões com grande densidade de
armadura;
2. Elimina a ocorrência de defeitos na concretagem, beneficiando o desempenho e
durabilidade da estrutura;
3. Reduz a mão-de-obra nas fases de lançamento e adensamento, acarretando a
diminuição do número de trabalhadores no canteiro de obras;
4. Acelera o lançamento do concreto na estrutura, permitindo concretagens mais
rápidas e fáceis, com menor esforço dos operários;
5. Melhora o acabamento superficial, sendo bastante recomendado para estruturas
com concreto aparente;
6. Aumenta as possibilidades de trabalho com formas de pequenas dimensões;
7. Permite o bombeamento em grandes distâncias horizontais e verticais com maior
velocidade;
8. Elimina o ruído provocado pelo vibrador;
9. Melhora as condições de trabalho e de segurança nas obras, uma vez que este tipo
de concreto reduz o risco de queda, a exposição ao sol e os problemas ergonômicos e de
audição dos trabalhadores;
5
10. Reduz o desperdício de concreto, pois praticamente elimina perdas;
11. Elimina o retrabalho causado por falhas de concretagem;
12. Possibilita o uso de resíduos de outras indústrias como finos, como o pó-de-pedra,
sílica ativa, cinza volante e cinza de casca de arroz.
13. Aumenta a vida útil das formas devido à ausência de vibração.
Apesar do preço do m3 do CAA ser maior do que o do concreto vibrado, esse
concreto permite ganhos que podem reduzir o custo final da obra, uma vez que o custo de
aplicação do CAA é menor, já que há uma maior rapidez na execução da obra e diminuição
da mão-de-obra.
Vale lembrar também que o concreto auto-adensável permite a redução de custos
não mensuráveis, como o menor índice de acidentes de trabalho e afastamento de
trabalhadores, graças às melhores condições de trabalho no canteiro.
Os ganhos para o meio-ambiente também são importantes, como a diminuição na
poluição sonora no entorno das obras, o reaproveitamento de finos que seriam descartados
na natureza, além da economia de energia elétrica decorrente da eliminação dos
vibradores.
Por outro lado, como dito anteriormente, para o CAA é preciso haver um maior
controle da dosagem e das características dos materiais, uma vez que ele é bem mais
sensível às variações nos materiais do que o concreto vibrado.
Além disso, apesar de estudos comprovarem que o uso do CAA pode reduzir os
custos gerais de uma obra, o seu custo por m3 maior do que o concreto vibrado pode ser
um empecilho para a escolha desse tipo de concreto em um empreendimento, fato que tem
ocorrido no Brasil.
Esse concreto também exige cuidado especial no projeto e na confecção das formas
(rigidez e vedação), devido à alta pressão que nelas ocorre decorrente da fluidez do CAA,
bem como no planejamento da concretagem.
6
2.3. TIPOS DE LANÇAMENTOS E FORMAS
Devido à sua fluidez, as formas para o CAA precisam ser melhor vedadas e as de
elementos de grande altura necessitam de maior enrijecimento, principalmente em sua
parte inferior, devido às maiores pressões nas formas geradas por esse concreto apesar da
ausência de vibração.
Figura 2.1 – Formas reforçadas para lançamento de CAA (RILEM, 2006, p.947)
Como o custo das formas é parcela relevante do custo total de uma obra, vários
estudos têm sido feitos visando investigar a pressão máxima exercida pelo CAA nas formas
e a sua taxa de diminuição com o tempo. Embora, atualmente, haja a tendência de se
considerar as formas sujeitas à pressão hidrostática, têm sido medidas pressões nas formas
da ordem de 30% a 100% da hidrostática em concretagens com CAA (Koehler, Keller e
Gardener, 2007). Isto se deve às várias variáveis que afetam essa pressão: composição do
concreto (teor e tipo de finos; relação água/aglomerantes; teor e tipo de aditivos; teor, tipo e
granulometria dos agregados), condições de concretagem (velocidade e tipo de
lançamento; temperatura do ambiente e do concreto), características da forma (dimensões,
7
material, rugosidade da superfície, uso de agente desmoldante) e armaduras existentes
dentro da forma.
Resumo do estado-da-arte sobre esses fatores influentes é apresentado por Khayat
et al. (2007). Genericamente falando, concretos com maiores teores de finos (conseqüentes
menores teores de agregados) e maiores relações água/aglomerantes e/ou teor de
superplastificante tendem a exercer maior pressão lateral nas formas. Maiores velocidades
de lançamento do concreto e menores temperaturas tendem a gerar maior pressão na
forma. Esta pressão também tende a ser maior quando se usam formas mais rígidas e lisas.
Relatório do SCC European Project Group (2005) recomenda que os pontos de
bombeamento em paredes sejam a meia altura e os espaçamentos horizontais entre os
pontos de bombeamento sejam definidos a partir da fluidez do CAA e dos espaçamentos
dos elementos enrijecedores das formas.
Segundo RILEM (2006), em formas verticais com concretagem pelo topo, pode
haver lançamentos com alturas de queda de 8 metros, mas alturas de 1 a 3 metros são
mais comuns. A concretagem feita pelo fundo, em vez de pelo topo, ajuda a evitar bolhas de
ar na massa de concreto.
Experiências mostram que é importante executar o lançamento do concreto auto-
adensável com um número razoável de mangueiras ou caçambas, visando preencher as
formas de maneira simétrica e evitar que o CAA percorra grandes distâncias. De acordo
com Ouchi et al. (s.d.), os CAA podem percorrer cerca de 15m a 20m sem haver
segregação, sendo recomendável a distância máxima de cerca de 10m.
As camadas de CAA devem ter pequenas espessuras, de modo a evitar bolhas de
ar entre as camadas ou entre o concreto e a forma (RILEM, 2006).
8
Figura 2.2 – Dois tipos de lançamento: pelo topo e por baixo (RILEM, 2006, p.949)
2.4. ENSAIOS DE CARACTERIZAÇÃO NO ESTADO FRESCO
Os ensaios para o concreto auto-adensável no seu estado endurecido são os mesmos
que para o concreto vibrado, o que não ocorre para o estado fresco. As principais
características que devem ser verificadas no estado fresco são a fluidez, viscosidade,
habilidade passante e a resistência à segregação.
9
Para o controle do CAA no estado fresco, já existem normas americanas (ASTM C
1611-09b, para ensaio de espalhamento; ASTM C1621-09b, para ensaio do anel J; ASTM
C1610-06a e ASTM 1712-09, para ensaio de resistência à segregação), européias (EN
12350-8:2010, para ensaio de espalhamento; EN 12350-9:2010 para ensaio do funil V; EN
12350-10:2010, para ensaio da caixa L; EN 12350-11:2010, para ensaio de resistência à
segregação; EN 12350-12:2010, para ensaio do anel J) e brasileiras. As brasileiras já
publicadas são a NBR 15823-1:2010 (classificação, controle e aceitação), NBR 15823-
2:2010 (ensaio de espalhamento), NBR 15823-3:2010 (ensaio do anel), NBR 15823-4:2010
(ensaio da caixa L), NBR 15823-5:2010 (método do funil V), NBR 15823-6:2010 (ensaio de
resistência à segregação).
Segundo EN 206-9:2010 (BSI, 2010) , as informações dadas pelos ensaios das normas
européias referem-se às propriedades que constam na tabela 2.1.
Tabela 2.1. Propriedades avaliadas pelos ensaios do SCC no estado fresco (EN 206-9:2010)
Propriedade avaliada Ensaio Habilidade de
preenchimento Habilidade passante
Estabilidade Viscosidade
Espalhamento X X (pelo t500) Caixa-L X Anel-J X Funil-V X Resistência à segregação por peneira
X
O ensaio mais executado e recomendado é o de espalhamento. Neste ensaio é
avaliada a fluidez da amostra de concreto. Nele utiliza-se basicamente o mesmo
equipamento do ensaio de abatimento de tronco de cone, mas mede-se o espalhamento do
concreto e o tempo de escoamento (T500).
O espalhamento final do concreto é a média aritmética entre os valores de dois
diâmetros ortogonais, e o tempo de escoamento (T500) é o medido quando o espalhamento
do concreto alcança o diâmetro de 500 mm.
10
Figura 2.3 – Espalhamento do CAA sendo medido (RILEM, 2006, p.940)
O valor adequado do espalhamento depende das necessidades de projeto, mas, de
maneira geral, deve ficar entre 600 mm e 750 mm e o tempo de escoamento entre 2 s e 7 s.
Outro ensaio bastante utilizado é o do Funil V, que caracteriza a viscosidade e a
habilidade passante do concreto auto-adensável. Este ensaio consiste em medir o tempo
necessário para que uma amostra de CAA (aproximadamente 12 litros) flua totalmente
através do orifício no fundo do funil.
Figura 2.4 – Ensaio do Funil V.
O ensaio que é realizado para avaliar a habilidade passante do concreto auto-
adensável através de espaços pequenos e entre as barras de armadura sem que haja
segregação ou bloqueios é o da Caixa L, com 2 ou 3 barras de aço (figura 2.5).
11
O aparato necessário para este ensaio é uma caixa com formato em L, com uma
porta na base da parte vertical do L com duas ou três barras lisas com diâmetro de 12,5 mm
eqüidistantes entre si. O espaçamento entre as barras é de 41 mm para o caso de três
barras e de 58 mm para o de duas barras.
O concreto é colocado na parte vertical da caixa com a porta fechada. A porta é
então levantada e, quando o concreto para de fluir, são medidas as distâncias verticais no
fim da parte horizontal (H2) e logo atrás da porta (H1). A habilidade passante (PA) é
caracterizada pela relação entre H2 e H1, como mostrado na figura 2.5.
Figura 2.5 – Ensaio da Caixa-L.
Uma variação do ensaio da Caixa L é o do Anel J (ensaio do concreto não
confinado). Neste método são utilizados os aparatos do ensaio de espalhamento além de
um anel metálico com barras de aço (figura 2.6).
O procedimento para a execução do teste é semelhante ao do espalhamento, mas o
molde tronco-cônico fica na posição invertida e o anel J é posto em cima da placa de base
antes da retirada do molde. Segundo a NBR 15823-3:2010, os resultados deste ensaio são
o diâmetro final médio atingido pela massa de concreto (como no ensaio de espalhamento),
a diferença entre os diâmetros médios obtidos no ensaio de espalhamento e neste ensaio e
a observação de alguma obstrução à passagem do concreto pelas barras do anel J. No
12
ensaio semelhante da EN 12350-12:2010, são medidas as alturas do concreto dentro e fora
do anel e obtida a diferença.
Figura 2.6 – Ensaio do Anel-J.
Um dos ensaios para avaliar a resistência à segregação do concreto é o chamado
“Sieve segregation resistance test”. Depois da amostra de CAA ser separada, ela é
tampada e deixada descansando por 15 minutos. Após este período, é observado se houve
alguma migração de água para a superfície de concreto (exsudação). Após esta
observação, o concreto da parte superior da amostra (com ou sem água na superfície) é
colocado numa peneira com abertura de 5 mm e deixado ali por 2 minutos. A taxa de
segregação (SR) é a relação entre a massa da amostra total e a da que atravessa a
peneira.
A NBR 15823-6:2010 considera o método da coluna para avaliar a resistência à
segregação, onde é utilizado um tubo de PVC, seccionado em três partes, que deverão ser
unidas por grampos, presilhas ou fita adesiva. A coluna é preenchida com a amostra de
concreto e após 20 minutos da moldagem, são retiradas porções de concreto do topo e da
base da coluna, das quais são separados os agregados graúdos, os quais, depois de limpos
e secos, são pesados. A resistência à segregação do concreto é avaliada em função da
diferença percentual entre as massas de agregado graúdo das porções de concreto
13
retiradas da base e do topo da coluna; quanto menor esta diferença maior é a resistência à
segregação do concreto.
Outros ensaios, como o Orimet (Orimet Test), Tubo-U (U-Pipe Test) e Coluna de
Rooney (Settlement Columm Test), podem também ser utilizados para avaliar as
propriedades do CAA no seu estado fresco (GOMES e BARROS, 2009).
A tabela 2.2 apresenta a classificação dos CAA em função dos valores obtidos nos
ensaios descritos anteriormente.
Segundo a NBR 15823-1:2010, os ensaios de realização obrigatória no campo são
os de espalhamento e o do Anel-J.
14
Tabela 2.2 – Critérios para classificação das propriedades do CAA (EN 206-9:2010 e NBR 15823-1:2010)
CLASSES CRITÉRIOS
NBR 15823-1:2010 EN 206-9:2010 Classe SF1 – Espalhamento 550 a 650 mm 550 a 650 mm Classe SF2 – Espalhamento 660 a 750 mm 660 a 750 mm Classe SF3 – Espalhamento 760 a 850 mm 760 a 850 mm Tolerância para o valor alvo - ± 50 mm
Classe VS1 - Escoamento (T500) ≤ 2 s < 2 s Classe VS2 - Escoamento (T500) > 2 s ≥ 2 s
Tolerância para o valor alvo - ± 1 s
Classe PJ1 - Anel-J 0 a 25 mm com 16 barras ≤ 10 mm com 12 barras Classe PJ2 - Anel-J 25 a 50 mm com 16 barras ≤ 10 mm com 16 barras
Classe VF1 – Funil-V < 9 s < 9 s Classe VF2 – Funil-V 9 a 25 s 9 a 25 s
Tolerância para o valor alvo - ± 3 s para caso < 9 s e ± 5 s para caso > 9
Classe PL1 – Caixa-L ≥ 0,80, com duas barras de aço ≥ 0,80, com duas barras de aço Classe PL2 – Caixa-L ≥ 0,80, com três barras de aço ≥ 0,80, com três barras de aço
Classe SR1 – Resistência à segregação ≤ 20 % ≤ 20 % Classe SR2 – Resistência à segregação ≤ 15 % ≤ 15 %
15
2.5. EXEMPLOS DE APLICAÇÕES E ANÁLISES DE CUSTO
Segundo Okamura e Ouchi (2003), a primeira aplicação do concreto auto-
adensável foi em um prédio em junho de 1990. Logo depois, em 1991, o CAA foi
utilizado nas torres da ponte estaiada mostrada na figura 2.7.
Após estas utilizações, o uso do CAA foi aumentando gradativamente. Ele foi
também empregado em duas ancoragens de concreto da ponte metálica de maior vão
livre do mundo na ocasião, a ponte Akashi-Kaikyo, localizada no Japão e inaugurada
em abril de 1998. Para esta concretagem foram consumidos 290.000 m3 de concreto
auto-adensável. O seu uso foi determinante para se ter a rapidez desejada na
execução da concretagem, assim como a qualidade final do concreto desejada
(OKAMURA e OUCHI, 2003). Ainda segundo Okamura e Ouchi, o CAA foi utilizado
também nas concretagens das paredes de um tanque LNG, pertencente a Osaka Gas
Company, em 1998.
Figura 2.7 – Ponte Shin-Kiba Ohashi (OKAMURA, H.; OUCHI, M, 2003, p.12)
Depois do Japão, começando pela Suécia, vários países da Europa
começaram a estudar e a aplicar o CAA. Em 1994, cinco instituições européias se
reuniram para desenvolver projetos sobre CAA, deles advindo relatórios e as
16
recomendações européias para CAA (SCC EUROPEAN PROJECT GROUP, 2000a,
2000b, 2005, por exemplo).
Figura 2.8 – Ancoragem 4ª da ponte Akashi-Kaikyo (OKAMURA, H.; OUCHI, M, 2003, p.13)
Na América do Norte, o concreto auto-adensável tem sua maior aplicação na
indústria de pré-fabricados, mas também é utilizado em concretagens em sito. Nos
Estados Unidos, departamentos de transportes e de estradas promoveram estudos
visando a aplicação do CAA em pontes (NEBRASKA DEPARTMENT OF ROADS,
2004; MINNESOTA DEPARTMENT OF TRANSPORTATION, 2008;
TRANSPORTATION RESEARCH BOARD OF THE NATIONAL ACADEMIES, 2009,
etc.) e o PCI publicou recomendações para o uso do CAA em pré-fabricados
(PRECAST/PRESTRESSED CONCRETE INSTITUTE, 2003).
No Brasil, o emprego do CAA ainda é muito pequeno, mesmo nas empresas de
pré-fabricação. Nas poucas empresas que já o utilizam (em São Paulo, Paraná, Santa
Catarina), a menos de uma, o CAA é usado apenas na fabricação de algumas peças.
Fora da pré-fabricação, há registros de sua utilização em edifícios em Goiânia
(GEYER E SÁ, 2005), São Paulo (FARIA, 2008), Florianópolis (REPETTE, 2007) e
Novo Hamburgo (FARIA, 2008). Outros exemplos de aplicações são o Museu Iberê
17
Camargo (concreto branco) e a fábrica de pré-moldados Verdi Construções, em Porto
Alegre (TUTIKIAN, 2004), reforço de edifício antigo em Porto Alegre, ampliação de
shopping em Goiânia, parede anti-radiação de prédio em São Paulo e região de
engaste da laje com as paredes dos poços Norte e Sul da estação da Luz da Linha 4 –
Amarela do metrô de São Paulo, com alta densidade de armadura (FARIA, 2008).
O resultado da análise de custos do CAA em relação ao vibrado de mesmo fck
depende dos materiais utilizados em cada um desses concretos, do custo desses
materiais e da mão-de-obra da região de sua aplicação e de outros parâmetros que
podem ser considerados na análise. A seguir são dados exemplos de análises feitas
no Brasil.
No estudo realizado por Tutikian (2004), foram dosados concretos auto-
adensáveis com 4 diferentes relações cimento/(agregados+adições) em massa e
usando ou não aditivo modificador de viscosidade, a partir do seu método de
dosagem, e seus custos foram comparados com os de concretos de referência. Foram
utilizados três tipos de finos diferentes para o CAA: fíler calcário, metacaulim e cinza
de casca de arroz. O fíler calcário por ser um fino não pozolânico, pode substituir
parte da areia. Já o metacaulim e a cinza de casca de arroz, por apresentarem
propriedades pozolânicas, puderam substituir parte do cimento. As composições dos
concretos e suas respectivas resistências são mostradas no item 3.1.
Para comparação de custos e consumos dos materiais, foram tomados
concretos com a mesma faixa de resistência (30 MPa e 40 MPa aos 28 dias).
Foi verificado menor consumo de cimento nos concretos auto-adensáveis com
metacaulim e cinza de casca de arroz, uma vez que estes finos substituíram parte do
cimento. O consumo de cimento também diminuiu para se ter a resistência à
compressão desejada numa certa idade, à medida que essa idade aumentava.
Nas figuras 2.9 e 2.10 pode-se analisar os custos dos concretos sem aditivo
modificador de viscosidade com resistência à compressão de 30 MPa e 40 MPa aos
28 dias (FC= filer calcário, MC=metacaulim, CCA=cinza de casca de arroz). Para estas
18
resistências, o custo dos CAA com metacaulim e fíler calcário foi cerca de 40% maior
que o do concreto de referência. Em contrapartida, a diferença entre os custos dos
CAA com cinza de casca de arroz e o do concreto de referência não passou de 7%,
concluindo-se que o CAA produzido com cinza de casca de arroz podia ser
vantajosamente utilizado para as duas faixas de resistência analisadas. Entretanto,
deve-se atentar para o fato de que a cinza de casca de arroz não era comercializada e
o preço da cinza de casca de arroz foi avaliado com base na estimativa de custo de
frete.
Figura 2.9 – Custo (R$) dos concretos de fc=30 MPa aos 28 dias
(TUTIKIAN et al., 2004)
Figura 2.10 – Custo (R$) dos concretos de fc=40 MPa aos 28 dias
(TUTIKIAN et al., 2004)
19
A concretagem de laje do edifício Camila com CAA de fck=20MPa, em
dezembro de 2004, permitiu uma redução em torno de 70% da mão-de-obra de
lançamento e adensamento, maior velocidade na execução da estrutura e uma maior
facilidade no nivelamento da laje (GEYER E SÁ, 2005).
Em estudo realizado por Repette (2007), foi comparado o custo de aplicação
do concreto auto-adensável com o do concreto vibrado. Para isso, foi monitorada a
construção de duas lajes consecutivas em loco, uma de concreto auto-adensável e
outra de concreto vibrado, ambos com resistência à compressão e módulo de
elasticidade de no mínimo 25 MPa e 18 GPa aos 28 dias, respectivamente. A área
total de cada laje era de 504 m2 e o sistema de formas de madeira das duas era
idêntico. Todas as etapas da concretagem foram filmadas sem pausas e depois
analisadas. O resumo dos resultados é apresentado na tabela 2.3.
Esses resultados mostram que a produtividade durante a aplicação do CAA foi
maior do que na aplicação do concreto vibrado.
Para o cálculo de custo, apenas os trabalhadores diretamente envolvidos na
concretagem e o número de horas trabalhadas foram computadas. Assim, aplicando a
média salarial mensal de R$ 860,00 por trabalhador com uma jornada de 200 horas
mensais (média dos valores praticados pela construção civil na cidade de Florianópolis
em dezembro de 2004), e considerando o tempo de mobilização/desmobilização de 1
hora, chegou-se ao montante de R$ 1,30/m3 para o custo de concretagem com CAA e
de R$ 5,38/m3 para o da com concreto vibrado.
Tabela 2.3 – Resumo dos resultados obtidos no estudo comparativo (REPETTE, 2007)
CAA REF
Volume de concreto 57 m3 64 m3
Tempo de concretagem 2h 32min 2h 28min
Taxa de concretagem 22,5 m3/h 25,9 m3/h
Número de Trabalhadores 2,5 11
Produtividade 9 m3/h/trab. 2,35 m3/h/trab.
20
Apesar da redução significativa nos custos de concretagem ao se empregar
CAA, ela não foi suficiente para compensar o seu maior custo em relação ao concreto
vibrado. Na época, o custo do m3 do concreto (com bombeamento) com abatimento de
10 cm e resistência à compressão de 30 MPa era de R$199,50, enquanto que o do
concreto auto-adensável usado foi de R$283,50.
Na obra do residencial Pateo São Paulo, realizada em 2008 na cidade de São
Paulo, também foram comparados os custos da concretagem de dois pavimentos de
cerca de 250m2, um com concreto vibrado e outro com concreto auto-adensável. Em
ambas as concretagens, foram utilizados equipamentos com as mesmas
características técnicas e cerca de 50m3 de concreto com fck de 50MPa aos 28 dias. A
laje e as vigas do 4o pavimento foram concretadas com concreto vibrado em 4h e 40
min. Com o uso de concreto auto-adensável no 5o pavimento, o tempo total de
concretagem caiu para 2h e 20min. Além disso o custo da mão-de-obra para a
concretagem, com encargos incluídos, foi de R$ 7,18/m3 para o concreto vibrado e R$
0,70/m3 para o concreto auto-adensável, cerca de 10% daquele do concreto vibrado
(FARIA, 2008).
Na obra do edifício Parthenon Residence, em Novo Hamburgo (RS), o concreto
auto-adensável foi utilizado a partir do 5º pavimento. Os custos de produção e
execução desse concreto e do vibrado, assim como a mão-de-obra utilizada no
lançamento e vibração, a depreciação dos equipamentos e o custo da energia elétrica
foram levantados e comparados, chegando-se à conclusão de que o custo da solução
com concreto auto-adensável foi cerca de 1,1% maior que o da solução com concreto
vibrado, mas essa diferença foi compensada pela maior produtividade que o concreto
auto-adensável propiciou (FARIA, 2008).
O estudo realizado por Toralles-Carbonari et al. (2009) verificou a viabilidade
técnica e econômica da aplicação do CAA em uma fábrica de peças pré-moldadas.
Neste estudo, para um concreto convencional (REF) e um concreto auto-adensável
(CAA), foram verificados os tempos de execução da mistura, transporte, lançamento,
21
adensamento, acabamento e reparos, assim como foram levantados os custos dos
concretos. As dosagens destes concretos são mostradas na tabela 2.4.
Após as misturas dos concretos serem feitas, as propriedades no estado fresco
(espalhamento, funil V e caixa L) e no estado endurecido (resistência à compressão de
corpos-de-prova aos 7 e 28 dias) de ambos os concretos foram verificadas e aceites
de acordo com os pré-requisitos mínimos estabelecidos. Três peças estruturais pré-
moldadas com características de viga tipo L, uma terça que apresentava grande
dificuldade de concretagem e uma laje tipo calha foram concretadas com ambos os
concretos.
Tabela 2.4 – Composição dos concretos (TORALLES-CARBONARI et al., 2009)
CONCRETOS REF CAA Cimento CPV-ARI (kg/m3) 330 400 Sílica ativa (kg/m3) - 20,3 Areia natural grossa (kg/m3) 942,5 682,5
Areia de britagem (kg/m3) - 285
Pedrisco (kg/m3) 437,5 - Brita 1 (kg/m3) 905 - Brita 1/2 – granulometria não padronizada (kg/m3) - 965 Aditivo plastificante 330 (kg/m3) 1,125 - Aditivo superplastificante (kg/m3) - 4,131 Água (kg/m3) 155 180 a/c 0,47 0,45
Os resultados mostraram que a aplicação do CAA nos elementos pré-
moldados foi viável técnica e economicamente, já que o CAA teve um custo global
próximo ao do concreto tradicional. O aumento do custo provocado pelos
componentes do CAA foi compensado por ganhos na redução da mão-de-obra, no
adensamento, no acabamento e nos reparos. Verificaram-se também as vantagens de
redução do ruído e o uso de resíduos industriais em substituição do cimento.
Estudo realizado por Alencar, Helene e Folch (2008) sobre viabilidade e
produtividade do CAA na pré-fabricação mostrou que o custo unitário do CAA era
22
cerca de 15% maior que o do concreto convencional, mas, ao se analisar o custo de
produção, verificou-se que essa diferença passou para apenas 2%. Além dos aspectos
considerados na análise, pode-se ainda levar em conta a melhoria da qualidade de
acabamento das peças pré-fabricadas, a economia de energia e o menor desgaste
das formas, o que, apesar do custo baixo da mão-de-obra no Brasil, torna a aplicação
do CAA vantajosa.
A princípio, não existe restrição para o uso do concreto auto-adensável,
embora ele venha sendo mais utilizado na indústria de peças pré-fabricadas, uma vez
que ele agiliza a produção e reduz a poluição sonora nas fábricas. É bastante utilizado
também em estruturas especiais fortemente armadas e de difícil concretagem. Como
exemplos de obras onde o CAA já foi usado podem ser citadas as de edificações,
pontes, revestimentos de túneis, paredes de grandes dimensões, fundações, estações
de tratamento de água e esgoto, reservatórios de água, reparos e reforços, etc.
(OKAMURA, OZAWA, OUCHI, 2000; OUCHI et al., s.d.; MILLER, VAINIO E THOMAS,
2008; ACI COMMITTEE 237, 2008; PINTADO E BARRAGÁN, 2009; etc.)
23
3. PROPRIEDADES DO CAA NO ESTADO ENDURECIDO
Sendo as propriedades do concreto determinadas segundo ensaios
padronizados de corpos-de-prova também padronizados, essas propriedades
dependem apenas dos tipos e proporções dos materiais que entram na sua
composição e da interação entre esses materiais, bem como do grau de compactação
e das condições de cura.
3.1. RESISTÊNCIAS À COMPRESSÃO E À TRAÇÃO E MÓDULO DE ELASTICIDADE
Segundo Neville (1997), a resistência à compressão de um concreto, curado
em água a uma temperatura constante, depende principalmente da relação
água/cimento e do grau de adensamento. De maneira geral, quanto menor a relação
água/cimento e melhor o adensamento, menor a porosidade da pasta de cimento e
maior a resistência do concreto.
Para Mehta e Monteiro (2008), a porosidade da matriz da pasta de cimento e
da zona de transição na interface matriz-agregado graúdo são os principais fatores
determinantes da resistência à compressão do concreto de massa específica normal.
Embora a relação água/cimento seja importante, fatores como adensamento e
condições de cura do concreto, tipos e teores dos componentes do concreto também
afetam sua resistência à compressão.
No caso do auto-adensável, o adensamento deixa de ser parâmetro influente
nas propriedades do concreto.
A relação água/cimento e o grau de hidratação do cimento determinam a
porosidade da pasta de cimento e este grau de hidratação ao longo do tempo depende
do tipo de cimento e da sua interação com aditivos e adições. De maneira geral,
quanto menor a relação água/aglomerante e maior o grau de hidratação, menor é a
porosidade da pasta e maior é a resistência à compressão do concreto.
24
Os aditivos têm influências diferentes na resistência à compressão do concreto,
de acordo com seu tipo (retardador, acelerador, incorporador de ar, plastificante,
superplastificante, modificador de viscosidade, etc.). Nos CAA, os aditivos
normalmente usados são os superplastificantes (em geral os de terceira geração,
policarboxilatos) e modificadores de viscosidade, mas outros também podem ser
usados em conjunto com esses (retardador e incorporador de ar, por exemplo). Os
superplastificantes têm alto poder de redução de água e são usados para aumentar a
trabalhabilidade sem aumento de água ou reduzir a água mantendo a trabalhabilidade,
Eles, ao reduzir a relação água/aglomerante, levam ao aumento da resistência do
concreto em todas as idades e, mesmo mantendo-se essa relação, eles acarretam
algum aumento de resistência devido ao seu efeito dispersor das partículas de cimento
(ACI, 2004). Os modificadores de viscosidade dão aos CAA maior robustez, atuam nas
propriedades do concreto fresco, tornando-o mais homogêneo e coeso, mesmo sem
alto teor de finos (cimento e adições), e menos sensível a variações nos seus
constituintes, como teor de água, teor de finos e umidade dos agregados (EFNARC,
2006).
As adições mais comumente utilizadas nos concretos são sílica ativa,
metacaulim, cinza de casca de arroz, cinza volante, escória de alto forno (adições
reativas) e filer calcário. Por serem materiais muito finos, elas têm o efeito físico de
diminuição do volume de vazios (efeito de “filer”) e as adições reativas têm também o
efeito químico de produção de silicato de cálcio hidratado, podendo estas substituir
com vantagens parte do cimento. O efeito das adições nas propriedades do concreto
depende do seu teor e reatividade (depende da composição química e da superfície
específica), bem como da sua interação com o cimento e os aditivos utilizados. Elas
afetam as propriedades dos concretos nos estados fresco e endurecido. Em geral, no
estado fresco, os concretos com adições tendem a ser mais coesos, a ter menos
tendência à segregação e à exsudação e algumas adições (cinza volante e escória de
alto forno) tendem a diminuir o calor de hidratação do cimento. A sílica ativa tem alta
25
reatividade nas primeiras idades, acarretando aumento das resistências iniciais e
finais. Os efeitos do metacaulim e da cinza de casca de arroz na resistência do
concreto são semelhantes aos da sílica ativa; essas três adições são as mais reativas.
A cinza volante pode levar a menor resistência do concreto, particularmente em idades
baixas. A escória de alto forno tende a diminuir a resistência à compressão em baixas
idades e aumentá-la em idades mais altas. O filer calcário difere das outras adições
por ser praticamente inerte quimicamente; ele pouco reage com a água e compostos
do cimento hidratado (DAL MOLIN, 2005; FURQUIM, 2006, SOUZA et al., 2008).
Como este filer tende a acelerar a hidratação do cimento, há quem não o considere
inerte. A relação água/aglomerante deve ser considerada em conjunto com a relação
água/cimento, pois as adições não são tão reativas quanto o cimento; a maioria das
propriedades do concreto em baixas idades pode ser associada à relação
água/cimento e as propriedades em idades mais altas à relação água/aglomerante
(AITCIN, 2008).
A não ser nos concretos leves e/ou de alta resistência, a resistência à
compressão dos agregados não é um fator delimitador da resistência à compressão do
concreto, já que os agregados são mais resistentes do que a matriz e a zona de
transição. Mas outras características dos agregados afetam de alguma forma a
resistência do concreto. As dimensão máxima, forma, textura superficial e mineralogia
dos agregados influenciam as características da zona de transição e,
conseqüentemente, a resistência do concreto. Por exemplo, concretos com agregados
com superfícies mais rugosas tendem a apresentar maior resistência e os com
agregados de maiores dimensões tendem a ter resistência menor (MEHTA E
MONTEIRO, 2008).
As condições de cura do concreto (tempo, temperatura e umidade) também
influenciam a resistência final do concreto, uma vez que a hidratação do cimento está
a elas relacionada. Concretos de mesma relação água/cimento com maior tempo de
cura e concretos com cura úmida apresentam resistências à compressão maiores que
26
concretos com menor tempo de cura e concretos curados ao ar. Temperaturas iniciais
maiores tendem a acelerar o processo de hidratação do cimento, mas poderão levar a
resistências finais menores.
De um modo geral, os parâmetros que influenciam a resistência à compressão
influenciam também o diagrama tensão normal de compressão-deformação específica,
embora em diferente grau, mas os agregados, principalmente os graúdos, têm
particular influência nesse diagrama. Os concretos de maior resistência tendem a
apresentar maiores módulo de elasticidade tangente inicial e deformação específica
correspondente à tensão máxima que os concretos de menor resistência, mas,
dependendo do teor e tipo de agregado graúdo de cada um deles, isto pode vir a não
ocorrer (SHEHATA, 2005). De maneira geral, concretos com maior volume de
agregados graúdos e agregados graúdos com menor porosidade (maior módulo de
elasticidade) tendem a ter maior módulo de elasticidade. De acordo com Mehta e
Monteiro (2008), agregados de granito, rocha vulcânica e basalto apresentam baixa
porosidade, enquanto os de arenito, calcário e cascalho possuem porosidade maior.
A resistência à tração do concreto depende basicamente dos mesmos
parâmetros que a resistência à compressão, podendo, entretanto, ser o grau de
influência diferenciado. Como, por exemplo, as características da interface pasta-
agregado graúdo têm maior efeito na resistência à tração que na resistência à
compressão, alterações nas características dos agregados graúdos podem alterar a
relação entre resistências à tração e à compressão, que tende a variar entre cerca de
7% e 11% (MEHTA E MONTEIRO, 2008).
A seguir são apresentados resultados de estudos sobre resistências à
compressão e à tração e módulo de elasticidade de concretos auto-adensáveis e
vibrados, sendo estes últimos considerados como referência para efeito de
comparação. Além de resumo da análise relevante feita pelos autores dos estudos,
procura-se, sempre que possível, fazer análise complementar.
27
Quando os autores dos estudos não fornecem os teores em volume de pasta e
argamassa dos concretos e não dão as massas específicas dos materiais, os teores
que constam nas tabelas foram calculados considerando-se para massas específicas
valores encontrados na literatura. Quando a quantidade de finos não é fornecida,
consideraram-se como finos os aglomerantes e filers. Em todas as tabelas, colunas ou
linhas sombreadas indicam valores calculados neste trabalho, não fornecidos pelos
autores dos estudos.
Para relacionar o módulo de elasticidade com a resistência à compressão,
costuma-se usar expressões do tipo Ec=k1fck2, onde k2 é, em geral, 1/2 ou 1/3
(SHEHATA, 2005). Em vista disto, para comparar os módulos de elasticidade de
concretos vibrados e auto-adensáveis, adotou-se a relação Ec/fc1/2, ou seja,
considerou-se k2=1/2, que é o valor que consta na expressão da ABNT NBR
6118:2007 para avaliar Ec a partir de fc.
3.1.1 – Estudo de Sonebi et al. (2000)
Foram investigados grupos de concreto de baixa e alta resistência auto-
adensáveis e vibrados. Para os concretos auto-adensáveis foram utilizados dois tipos
de finos: calcário e escória de alto forno. Corpos-de-prova cúbicos de 150mm
moldados com esses concretos e curados em água ou nas condições de laboratório
(aproximadamente a 20º C) foram ensaiados à compressão em diferentes idades. Nos
ensaios de tração indireta e de módulo de elasticidade foram usados corpos-de-prova
cilíndricos com 150mm de diâmetro e 300mm de altura curados em água.
As composições dos concretos estudados por Sonebi et al. (2000) são
mostradas na tabela 3.1 e as propriedades no estado fresco na tabela 3.2. Para o
cálculo do volume de pasta e argamassa foram adotados valores de massa específica
de 2,7 kg/dm3, 2,6 kg/dm3, 2,9 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3, para a brita, a areia, o cimento e o
superplastificante, respectivamente, já que os autores não forneceram esses valores.
28
Tabela 3.1 – Composições dos concretos estudados por Sonebi et al. (2000)
SONEBI et al. (2000)
Concreto de baixa
resistência
Concreto de alta resistência
REF CAA REF CAA
Água (kg/m3) 200 190 220 192 Cimento portland 42.5 (kg/m3) 295 280 515 330 Pó de calcário (kg/m3) - 245 - - Escória de alto forno (kg/m3) - - - 200
Total de finos 295 525 515 530
Total de aglomerantes 295 280 515 530
Areia quartizito (0-5 mm) (kg/m3) 840 865 655 870 Agregado microgranito 20 mm (*10 mm) (kg/m3) 970 750 930* 750* Superplastificante Viscocrete (kg/m3) - 4,2 - 5,3 Superplastificante normal (kg/m3) - - 6,4 -
Volume de pasta (%) 31 38 40 38 Volume de argamassa (%) 63 72 65 72
a/c 0,68 0,68 0,43 0,58 a/f 0,68 0,36 0,43 0,36
a/agl 0,68 0,68 0,43 0,36
Tabela 3.2 – Propriedades dos concretos no estado fresco (SONEBI et al., 2000)
Concreto de Baixa Resistência
Concreto de Alta Resistência
REF CAA REF CAA
Espalhamento em 5 min (mm) - 650 - 690 Espalhamento em 60 min (mm) - 600 - 640 Abatimento em 5 min (mm) 65 - 70 - Abatimento em 60 min (mm) 50 - 70 - Caixa-L (h2/h1) em 10 min - 0,81 - 0,99 Teor de ar (%) 1,8 1,5 Não fornecido 1,1
Os resultados, apresentados na tabela 3.3, mostram que os valores de
resistência à compressão aos 28 dias dos exemplares de CAA foram maiores do que
os dos concretos de referência.
Para os concretos de baixa resistência, com mesma relação água/aglomerante,
a resistência à compressão aos 28 dias do CAA foi 27% maior que a do concreto
vibrado. Para os concretos de maior resistência, o CAA, com relação
água/aglomerante um pouco menor que o concreto de referência, a resistência à
29
compressão aos 28 dias de idade do auto-adensável foi 29% maior que a do concreto
vibrado.
O uso do calcário se mostrou eficiente para ganhos de resistência nas
primeiras idades, já que este tipo de fino ajuda a aceleração da hidratação do C3S. Já
o uso de escória de alto forno gerou um ganho de resistência mais lento nas primeiras
idades, levando a resistências à compressão nas idades de 1 e 7 dias menores que as
do concreto de referência.
A resistência à compressão de corpos-de-prova curados ao ar foi menor do
que a dos curados em água, sendo a redução maior nos concretos de maior
resistência.
Os resultados dos ensaios de tração indireta obtidos por Sonebi et al. (2000)
são mostrados na tabela 3.4.
Tabela 3.3 – Resistência à compressão aos 28 dias (SONEBI et al., 2000)
Concretos fcu (MPa)
Concreto de Baixa Resistência
CAA 47,0 REF 37,0
Concreto de Alta Resistência
CAA 79,5
REF 61,5
Tabela 3.4 – Resistência à tração indireta (SONEBI et al., 2000)
Resultados Concretos de Baixa
Resistência Concretos de Alta
Resistência CAA REF CAA REF
fct, 28 (MPa) 3,4 2,4 4,7 4,1
fct,180 (MPa) 3,3 3,1 5,7 3,9
fct,28 / fcu,28 (%) 7,1 6,5 5,9 6,6
fct,180 / fcu,180 (%) 6,0 7,7 6,2 5,5
Analisando os resultados do estudo de Sonebi et al. (2000), pode-se perceber
que os CAA apresentaram valores de resistência à tração sempre maiores que os
30
concretos de referência. O CAA de baixa resistência aos 28 dias de idade teve
resistência à tração indireta 42% maior que a do concreto de referência (com mesma
relação água/cimento); aos 180 dias, esta diferença caiu para 6%. Situação contrária
se verificou nos concretos de alta resistência; aos 28 dias de idade, o CAA apresentou
fct 15% maior que o concreto vibrado e esta diferença cresceu para 46% aos 180 dias
de idade.
As relações entre resistências à tração e à compressão para as duas classes
de concreto ficaram em torno de 6% a 8%.
Os resultados dos ensaios de módulo de elasticidade estão na tabela 3.5, junto
com as relações Ec/(fcu)0,5 ( fcu em MPa e Ec em GPa). O concreto vibrado teve essa
relação 12% maior que a do concreto auto-adensável.
Tabela 3.5 – Módulo de Elasticidade (SONEBI et al., 2000)
SONEBI et al. (2000) Concretos de Alta
Resistência REF CAA
Idade em meses 8 11
Módulo de Elasticidade (Ec), GPa 34,4 41,9 Relação *Ec/(fcu)
0,5 4,98 4,43 * Ec em GPa e fc em MPa
3.1.2 – Estudo de Geyer e Sena (2002)
Estudaram-se três tipos de concretos com cimento CP II F 32 e agregado com
dimensão máxima de 19 mm, um vibrado e dois auto-adensáveis, onde usaram-se
dois diferentes tipos de aditivos superplastificantes de 3a geração. Para cada tipo de
concreto foram desenvolvidas misturas com relações a/c variando de 0,30 a 1,00,
visando-se analisar concretos para diferentes aplicações. Definiu-se para os concretos
convencionais abatimento de 70 ± 10 mm e para os auto-adensáveis abatimento maior
que 200 mm; para os dois tipos de concreto mantiveram-se as mesmas proporções de
31
materiais, fazendo-se apenas a correção relativa à inclusão de aditivos nos auto-
adensáveis. Os ensaios de resistência à compressão aos 28 dias mostraram, para os
concretos de mesma relação água/cimento, resistências 4% a 29% maiores para o
concreto vibrado que para os concretos auto-adensáveis com os aditivos e os módulos
de elasticidade dos concretos vibrados foram 5% a 31% maiores que os dos concretos
auto-adensáveis. Este comportamento com relação à resistência à compressão
divergente do verificado em outros estudos pode ser explicado pelo fato dos aditivos
superplastificantes utilizados nos concretos auto-adensáveis terem incorporado grande
quantidade de ar na massa de concreto. Nos concretos vibrados, o teor de ar variou
de 0,5% a 1,2% e nos CAA entre cerca de 2,7% e 7,2%. A relação Ec/(fc)0,5 foi menor
nos CAA que nos vibrados de mesma relação a/c.
3.1.3 - Estudo de Tutikian (2004)
Foram dosados concretos vibrados, de referência, e concretos auto-adensáveis
com diferentes tipos de finos: fíler calcário, metacaulim e cinza de casca de arroz. Os
materiais utilizados foram cimento ARI RS, areia regular de rio e brita de origem
basáltica com dimensão máxima de 12,5mm. As composições dos concretos são
apresentadas na tabela 3.6 e suas características no estado fresco na tabela 3.7. Na
tabela 3.6 nota-se que, para cada grupo de concretos, foi variada a relação entre
teores de aglomerante (cimento mais adição ativa) e de material inerte (agregados
miúdos e graúdos mais filer) em massa (1:m): 1:3, 1:4.5, 1:6 e 1:7,5. Dos ensaios de
corpos-de-prova cilíndricos, foram obtidas as resistências à compressão, em
diferentes idades, e as resistências à tração por compressão diametral, aos 28 dias de
idade, que estão listadas na tabela 3.8.
Analisando os resultados mostrados na tabela 3.8 percebe-se que, dentro de
cada grupo de concretos, as resistências diminuem à medida que aumenta a relação
entre teores de material inerte e aglomerante. Independentemente das adições
32
empregadas, para concretos com relações água/aglomerante (a/agl) iguais ou bem
próximas, os com maiores teores de material inerte tendem a ter menor resistência à
compressão.
Na figura 3.1 são reunidos os gráficos de fc em função de a/agl para os
concretos de mesma relação entre teores de aglomerante e material inerte. Nela nota-
se haver tendência de diminuição de fc com o aumento da relação a/agl, podendo
haver, entretanto, variações em função do tipo de adição usado.
33
Tabela 3.6 – Composições (kg/m3) dos concretos estudados por Tutikian et al. (2004)
CONC. TRAÇO Agl Água C MC CCA FC Finos AR BR SP a/c a/f a/agl Volume de Pasta
(%)
Volume de Argamassa
(%)
REF
1:3 538 215 538 - - - 538 603 1012 - 0,40 0,40 0,40 40,6 63,8 1:4,5 398 195 398 - - - 398 763 1029 - 0,49 0,49 0,49 33,7 63,1 1:6 313 191 313 - - - 313 848 1030 - 0,61 0,61 0,61 30,3 63,1
1:7,5 255 196 255 - - - 255 895 1020 - 0,77 0,77 0,77 28,9 63,4
CAA com FC
1:3 518 254 518 - - 285 803 295 974 3,37 0,49 0,32 0,49 43,5 54,8 1:4,5 361 282 361 - - 379 740 312 933 2,35 0,78 0,38 0,78 41,0 52,9 1:6 298 241 298 - - 403 701 406 981 1,94 0,81 0,34 0,81 34,7 50,3
1:7,5 243 245 243 - - 402 645 452 972 1,58 1,01 0,38 1,01 33,3 50,6
CAA com MC
1:3 486 277 292 194 - - 486 545 914 3,65 0,95 0,57 0,57 46,2 67,1 1:4,5 378 227 265 114 - - 379 725 978 2,84 0,86 0,60 0,60 37,0 64,8 1:6 293 237 205 88 - - 293 793 963 2,20 1,16 0,81 0,81 34,9 65,4
1:7,5 238 245 167 71 - - 238 835 951 1,79 1,47 1,03 1,03 33,7 65,8
CAA com CCA
1:3 489 245 244 - 245 - 489 548 919 3,91 1,00 0,50 0,50 46,0 66,9 1:4,5 372 216 186 - 186 - 372 712 962 2,98 1,16 0,58 0,58 38,1 65,4 1:6 296 210 148 - 148 - 296 801 973 2,37 1,42 0,71 0,71 34,2 65,0
1:7,5 226 269 113 - 113 - 226 792 903 1,81 2,38 1,19 1,19 37,1 67,6
agl - aglomerante; C - cimento; MC - metacaulim; CCA – cinza de casca de arroz; FC - fíler calcário; AR - areia; BR - brita; a/c – relação água/cimento em massa; a/f - relação água/finos em massa; a/agl - relação água/aglomerante em massa; SP - aditivo superplastificante; CAA - concreto auto-adensável
34
Tabela 3.7 – Propriedades no estado fresco dos concretos estudados por Tutikian et al. (2004)
CONCRETOS TRAÇO Abatimento (mm)
Espalhamento (mm)
REFERÊNCIA
1:3 120 -
1:4,5 110 - 1:6 100 -
1:7,5 100 -
CAA com FC
1:3 - 590 1:4,5 - 690
1:6 - 590
1:7,5 - 580
CAA com MC
1:3 - 570 1:4,5 - 640 1:6 - 650
1:7,5 - 630
CAA com CCA
1:3 - 665 1:4,5 - 620 1:6 - 640
1:7,5 - 620
CAA - concreto auto-adensável; FC - fíler calcário; MC - metacaulim; CCA - cinza de casca de arroz.
35
Tabela 3.8 – Resistências à compressão e à tração (MPa) dos concretos estudados por Tutikian et al.(2004)
CONCRETOS COMPRESSÃO TRAÇÃO COMPRESSÃO
fct,28 / fc,28
(%) fc,3 fc,7 fc,28 fc,63 fct,28 fc,3/ fc,7 fc,3/ fc,28 fc,7/ fc,28 fc,63/fc,28
REFERÊNCIA
32,3 38,70 46,30 45,10 3,40 0,83 0,70 0,84 0,97 7,3 28,0 32,70 35,50 42,00 3,00 0,86 0,79 0,92 1,18 8,5 18,2 23,30 23,80 27,90 2,40 0,78 0,76 0,98 1,17 10 11,7 14,50 14,90 19,20 1,40 0,81 0,79 0,97 1,29 9,4
CAA com FC
35,1 38,30 43,00 44,70 3,10 0,92 0,82 0,89 1,04 7,2 12,6 15,80 21,40 21,20 1,60 0,80 0,59 0,74 0,99 7,5 12,8 15,90 18,60 21,40 2,00 0,81 0,69 0,85 1,15 11
7,8 9,70 11,60 13,00 1,20 0,80 0,67 0,84 1,12 10
CAA com MC
20,0 28,30 39,30 37,50 2,60 0,71 0,51 0,72 0,95 6,6 19,5 27,90 33,60 35,30 2,80 0,70 0,58 0,83 1,05 8,3 9,8 14,50 15,40 21,80 1,60 0,68 0,64 0,94 1,42 10 5,2 8,70 14,00 15,80 1,20 0,60 0,37 0,62 1,13 8,6
CAA com CCA
16,1 22,10 32,10 39,60 2,80 0,73 0,50 0,69 1,23 8,7 11,4 15,90 26,20 33,40 2,20 0,72 0,44 0,61 1,27 8,4
7,6 10,40 20,50 25,80 1,20 0,73 0,37 0,51 1,26 5,9
2,3 4,60 10,30 13,10 1,10 0,50 0,22 0,45 1,27 11
CAA - concreto auto-adensável; FC - fíler calcário; MC - metacaulim; CCA - cinza de casca de arroz.
36
Figura 3.1 - Resistências à compressão dos concretos de mesma relação entre teores de aglomerantes e materiais inertes – Gráficos plotados a partir dos resultados dos
estudos de Tutikian et al.(2004)
A figura 3.2, onde comparam-se os valores de fc em função da idade dos
concretos de mesma relação entre teores de aglomerantes e material inerte e relações
a/agl iguais ou bem próximas, mostra que há maiores diferenças entre fc dos concretos
com traço 1:3 e filer calcário e cinza de casca de arroz do que entre os dos concretos
com traços 1:6 e 1:7,5 e filer calcário e metacaulim.
Na figura 3.3, onde constam os valores de fc,28 em função de a/agl,
independentemente da relação entre materiais inertes e aglomerantes (m), também
pode-se notar maior semelhança entre as curvas referentes aos concretos com filer
calcário e metacaulim do que entre as demais.
37
Traço 1:3,0
Traço 1:6,0
Traço 1:7,5
Figura 3.2 - Comparação entre resistências à compressão de concretos com mesma relação
entre teores de aglomerantes e materiais inertes e relação a/agl igual ou bem próxima – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Tutikian et al. (2004)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3
a/agl
f c,2
8 (M
Pa)
REF
FC
MC
CCA
Log. (REF)
Log. (FC)
Log. (MC)
Log. (CCA)
Figura 3.3 - Resistências à compressão aos 28 dias de concretos em função de a/agl,– Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Tutikian et al. (2004)
38
Nas resistências à tração aos 28 dias observam-se as mesmas tendências que
nas resistências à compressão e as relações fct,28/fc,28 variaram entre cerca de 6% e
11%.
3.1.4 - Estudo de Cavalcanti (2006)
Foi dosado concreto auto-adensável, utilizando como fino resíduo de serragem
de mármore e granito (RSMG), que é um material do tipo inerte. Suas propriedades (fc,
fct e Ec), obtidas de ensaios de corpos-de-prova (4 para cada ensaio) cilíndricos de 100
mm de diâmetro e 200 mm de altura, curados em água, foram comparadas com
propriedades de um concreto vibrado.
As composições dos concretos estudados por Cavalcanti (2006) são mostradas
na tabela 3.9 e suas propriedades no estado fresco na tabela 3.10.
Tabela 3.9 – Composições dos concretos (CAVALCANTI, 2006)
CAVALCANTI (2006) REF CAA
Água (kg/m3) 205 196
Cimento porland CPII-Z-32 (kg/m3) 392 392
Fíler RSMG (kg/m3) - 196
Total de finos (kg/m3) 392 588
Areia média quartzosa (kg) 881 783
Agregado graúdo granítico 12,5 mm (kg/m3) 893 795
Superplastificante (kg/m3) - 2,1
Plastificante normal (kg/m3) 2,5 -
Volume de pasta (%) 33 40
Volume de argamassa (%) 66 70
a/c 0,5 0,5 a/f 0,5 0,33
39
Tabela 3.10 – Propriedades dos concretos no estado fresco (CAVALCANTI, 2006)
CAA REF
Espalhamento (mm) 670 - Abatimento (mm) - 150 Funil-V (s) 2,4 - Caixa-L (h2/h1) 0,8 -
Os resultados (tabela 3.11) mostram que os valores de resistência à
compressão dos exemplares de CAA foram maiores do que os dos concretos de
referência. Nos concretos estudados por Cavalcanti (2006), houve um aumento de
37% na resistência á compressão aos 7 dias de idade do CAA em relação ao concreto
vibrado e aos 28 dias de idade esse ganho foi de cerca de 14%.
Os resultados dos ensaios de tração indireta obtidos por Cavalcanti (2006) são
mostrados nas tabelas 3.12.
Tabela - 3.11 – Valores médios de fc para os concretos (CAVALCANTI, 2006)
fc (MPa)
3 dias 7 dias 28 dias 91 dias
REF - 22,8 32,3 -
CAA 25,1 31,3 36,8 38,9
Tabela 3.12 – Valores de fct e relação fct/fc para o concreto CAA (CAVALCANTI, 2006)
CAA
Idade fct (MPa) fct/fc (%)
3 dias 2,5 10,0 7 dias 2,6 8,3 28 dias 4,2 11,4 91 dias 4,4 11,3
As relações entre resistências à tração e à compressão do concreto auto-
adensável ficaram em torno de 10% ou 11%, com exceção da referente aos 7 dias de
idade, que ficou em torno de 8%, em decorrência do ganho de resistência à
40
compressão ter sido maior que o ganho da resistência à tração dos 3 aos 7 dias de
idade.
Os resultados dos ensaios de módulo de elasticidade são apresentados na
tabela 3.13, junto com as relações Ec/(fc)0,5 ( fc em MPa e Ec em GPa).
O CAA ensaiado por Cavalcanti (2006), aos 7 dias de idade, apresentou
relação entre módulo de elasticidade e raiz quadrada da resistência à compressão 8%
menor que o vibrado e, aos 28 dias de idade, 7% maior.
Tabela 3.13 – Valores de Ec e das relações Ec/(fc)
0,5, com fc em MPa e Ec em GPa (CAVALCANTI, 2006)
CAVALCANTI (2006) REF CAA
Idade em dias 7 28 3 7 28 91
Módulo de Elasticidade (Ec), GPa 28,3 30,7 27,1 30,2 35,0 35,5
Relação Ec/(fc) 0,5 5,9 5,4 5,4 5,4 5,8 5,7
3.1.5 - Estudo de Assié et al. (2006)
Foram dosados dois tipos de concretos com faixa de resistência em torno de
20 MPa. Foi utilizado o pó de calcário como fíler no CAA e foram moldados corpos-de-
prova cilíndricos de 110 mm de diâmetro por 220 mm de altura (tipo de cura não
mencionado) para obtenção da resistência à compressão e do módulo de elasticidade
aos 28 dias. As composições dos dois concretos, suas características no estado fresco
e propriedades aos 28 dias de idade são mostradas nas tabelas 3.14, 3.15 e 3.16,
respectivamente. Para o cálculo do volume de argamassa foram adotados valores de
massa específica de 2,7 kg/dm3, 2,6 kg/dm3, e 1,1 kg/dm3, para a brita, a areia e
superplastificante respectivamente, já que essas grandezas não foram fornecidas.
Mesmo com uma relação água/cimento maior, o CAA apresentou resistência à
compressão aos 28 dias 21% maior que a do concreto de referência, mas teve módulo
de elasticidade 6% menor e relação Ec/(fc)0,5 14% menor.
41
Tabela 3.14 – Composição dos concretos (ASSIÉ et al., 2006)
ASSIÉ et al. (2006) REF CAA
Água (kg/m3) 189 205 Cimento CEM II/A-LL 32,5 R, cimento composto com 15,8% de filer calcário (kg/m3) 315 315
Fíler calcário (kg/m3) - 150
Total de finos 315 465
Areia (kg/m3) 981 900
Agregado graúdo (kg/m3) 841 771
Superplastificante (kg/m3) 1,4 8
Volume de pasta (%) 31 38
Volume de argamassa (%) 68 71
a/c 0,6 0,65
a/f 0,6 0,44
Tabela 3.15 – Propriedades dos concretos no estado fresco (ASSIÉ et al., 2006)
REF CAA Abatimento (mm) 125 - Espalhamento (mm) - 670 Caixa-L (h2/h1) 0,82 - Teor de ar (%) 5,2 2,1
Tabela 3.16 – Propriedades dos concretos (fc em MPa e Ec em GPa) (ASSIÉ et al., 2006)
fc,28 Ec,28 Ec/(fc)0,5
CAA 26,4 29,3 5,70 REF 21,8 31,0 6,64
3.1.6 - Georgiadis, Anagnostopoulos e Sideris (2007)
Estudaram-se dez diferentes tipos de concretos, sendo dois vibrados e oito
auto-adensáveis. Os concretos foram dosados visando ter-se fc obtida do ensaio de
cilindros de: 25 MPa e 30 MPa (resistências de 30 MPa e 37 MPa obtidas de ensaios
de cubos). Todos os concretos foram confeccionados com cimento tipo CEM II 42,5
42
(cimento composto, equivalente ao CPII), agregado graúdo de calcário ou granito
britado com dimensão máxima de 16 mm e areia de calcário britado. Para os
concretos auto-adensáveis foram usados como finos pó de calcário, uma mistura de
pó de calcário com argila calcinada (CKD), escória de alto forno e pó de vidro moído.
As composições dos concretos e suas características no estado fresco são
apresentadas nas tabelas 3.17 e 3.18, respectivamente. Nelas, verifica-se que os CAA
têm aproximadamente o mesmo teor de finos em massa. O teor de ar de todos os
concretos ficou em torno de 4%. Para o cálculo do volume de pasta e argamassa
foram adotados valores de massa específica de 2,7 kg/dm3, 2,6 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3,
para a brita, a areia e o superplastificante respectivamente.
Foram moldados corpos-de-prova cúbicos de 150 mm para os testes de
resistência à compressão aos 7 e 28 dias e corpos-de-prova cilíndricos de 150 mm de
diâmetro e 300 mm de altura para os ensaios de tração por compressão diametral aos
7 e 28 dias e módulo de elasticidade aos 28 dias. Os resultados destes ensaios são
apresentados na tabela 3.19.
Analisando os resultados dos ensaios, percebe-se que os CAA com finos
constituídos apenas por calcário foram os que apresentaram maiores valores de fc e fct.
Aos 7 dias de idade, os concretos com menores valores de fc foram os com finos de
escória ou de vidro moído e aos 28 dias foram os com finos de pó de calcário e argila
calcinada.
As relações fct,28/fc,28 variam entre 8% e 11% para ambos os tipos de
concretos.
Os módulos de elasticidade normalizados dos concretos auto-adensáveis
foram menores que os dos concretos vibrados.
As curvas tensão normal de compressão-deformação específica dos CAA
mostraram que não só o módulo de elasticidade, mas também a deformação
específica correspondente à tensão máxima, dependeu do tipo de adição empregada
como finos.
43
Tabela 3.17 – Composições dos concretos (GEORGIADIS, ANAGNOSTOPOULOS e SIDERIS, 2007)
REF CAA
REF 25/30
REF 30/37
Pó de calcário Pó de calcário +
CKD Escória Pó de Vidro CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
Cimento CEM II (kg/m3) 325 370 336 374 332 372 340 378 338 378 Pó de calcário (kg/m3) - - 136 104 68 28 - - - - CKD (kg/m3) - - - - 67 75 - - - - Escória de alto-forno (kg/m3) - - - - - - 133 100 - - Pó de vidro (kg/m3) - - - - - - - - 130 98
Total de finos (kg/m3) 325 370 472 478 467 475 473 478 468 476 Areia (kg/m3) 940 870 916 898 916 916 825,8 861,4 844,2 862 Agregado graúdo (kg/m3) 927 955 800 800 800 800 800 800 800 800 Água (kg/m3) 183 185 174 180 180 178 206 193 200 192 Superplastificante (%) 1 1,1 1,63 1,88 1,85 1,88 1,29 1,74 1,16 1,17 a/c 0,56 0,50 0,52 0,48 0,54 0,48 0,61 0,51 0,59 0,51 a/f 0,56 0,50 0,37 0,38 0,39 0,37 0,44 0,40 0,43 0,40 Volume de pasta (%) 28,9 30,6 33,7 34,1 33,7 33,6 37,2 35,8 36,6 35,8 Volume de argamassa (%) 65,2 64,1 69,3 69,5 69,3 69,2 69,4 69,3 69,5 69,4
44
Tabela 3.18 – Características dos concretos no estado fresco (GEORGIADIS, ANAGNOSTOPOULOS e SIDERIS, 2007)
REF CAA
REF 25/30
REF 30/37
Pó de calcário Pó de calcário +
CKD Escória Pó de Vidro CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
Abatimento (mm) 190 200 - - - - - - - - Espalhamento (mm) - - 755 770 715 720 755 775 740 735 Teor de ar (%) 4,40 4,10 3,70 3,60 3,80 3,60 3,90 3,70 3,40 4,20 T500 (s) - - 2 1,72 2,86 2,56 4,72 4,25 1,66 1,25 Caixa L - - 0,88 0,88 0,8 0,8 0,89 0,85 0,82 0,8
Tabela 3.19 – Propriedades dos concretos no estado endurecido (GEORGIADIS, ANAGNOSTOPOULOS e SIDERIS, 2007)
REF CAA
REF 25/30
REF 30/37
Pó de calcário Pó de calcário + CKD Escória Pó de Vidro
CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
CAA 25/30
CAA 30/37
fcu,7 (MPa) 30,7 38,2 33,1 45,1 30,7 39,0 25,7 28,2 28,6 31,4
fcu,28 (MPa) 36,0 52,7 37,1 54,0 34,8 48,6 37,7 53,5 38,3 49,0
fct,7 (MPa) 3,11 3,75 3,80 4,06 3,01 3,51 2,94 3,74 2,92 3,86
fct,28 (MPa) 3,80 4,22 4,10 4,56 3,75 4,10 3,95 4,35 3,78 4,18
Ec,28 (GPa) 31,1 33,2 30,6 31,7 30,1 31,8 30,6 31,7 26,5 27,1
fct,28/fcu,28 (%) 10,6 8,0 11,1 8,4 10,8 8,4 10,5 8,1 9,9 8,5
*Ec,28/√fcu,28 5,18 4,57 5,02 4,31 5,10 4,56 4,98 4,33 4,28 3,87
* Ec em GPa e fc em MPa
45
3.1.7 – Estudo de Alencar (2008)
Foram estudados nove grupos de concretos para serem adotados em empresa
de pré-fabricação, sendo dois de concretos vibrados, tidos como de referência, e sete
de concretos auto-adensáveis. Os concretos auto-adensáveis foram dosados para
duas classes definidas pelo ensaio de espalhamento: SF2 (espalhamento entre 660 a
750mm) e SF3 (espalhamento entre 760 a 850mm) e para cada uma dessas classes
foram dosados CAA sem adição, com metacaulim e com fíler calcário. Os materiais
utilizados nos concretos foram cimento CPV ARI, aditivos superplastificantes de última
geração Viscocrete 3535 CB (PC1) e Viscocrete 20 HE (PC2), areia rosa quartzosa
como agregado miúdo e dois tipos de agregados graúdos de granito britado. Uma das
britas tinha dimensão máxima de 19 mm (conhecida comercialmente como brita 1) e a
outra, com dimensão máxima de 12,5 mm, tinha granulometria fora das faixas de
norma. As composições e as propriedades no estado fresco dos concretos são
apresentados nas tabelas 3.20 a 3.23. As composições objetivaram resistências à
compressão aos 28 dias entre 50 MPa e 70 MPa.
Para cada concreto foram concretados 4 corpos-de-prova cilíndricos (100 mm
de diâmetro e 200 mm de altura) que foram testados à compressão axial aos 28 dias
de idade. Os corpos-de-prova de concreto auto-adensável foram moldados sem
nenhum tipo de adensamento, enquanto os de referência foram adensados com
vibrador de agulha. Após a concretagem, os corpos-de-prova foram cobertos com
filme plástico por 24 h e, posteriormente, retirados das formas e deixados em câmara
úmida até o momento dos ensaios. O teor de ar dos concretos variou entre 1,0% e
1,7%. Os resultados dos ensaios de resistência à compressão aos 28 dias são
apresentados nas tabelas 3.20 a 3.22.
46
Tabela 3.20 – Composições dos concretos vibrados (ALENCAR, 2008)
Conc α (%) m Cimento
(kg/m3) Metacaulim
(kg/m3) Areia
(kg/m3) Filer
(kg/m3) Brita 1 (kg/m3)
Brita (kg/m3)
Água (kg/m3)
Sup. PC1
(kg/m3) a/c a/f* a/agl*
Volume pasta (%)
Volume argamassa
(%)
fc,28
(MPa)
CO
NC
RE
TO
VIB
RA
DO
REF 1 47
5 379 - 690 - 844 362 145 3 0.38 0.38 0.39 27.3 53,8 76.9
5.5 347 - 713 - 837 359 149 2.8 0.43 0.42 0.43 26.6 54,1 68.8
6 321 - 736 - 834 357 153 2.6 0.48 0.47 0.48 26.2 54,4 57.8
6.5 296 - 749 - 825 354 158 2.4 0.53 0.52 0.54 25.9 54,8 53.9
7 277 - 763 - 821 352 162 2.2 0.58 0.57 0.59 25.6 55,1 45.6
REF 2 53
4.5 410 - 786 - 743 318 149 4.1 0.36 0.36 0.37 28.7 59,1 76.1
5 375 - 818 - 741 317 151 3.8 0.40 0.40 0.41 27.8 59,3 65.9
5.5 338 - 827 - 723 310 169 3.4 0.50 0.49 0.51 28.4 60,3 57.3
6 313 - 849 - 722 309 169 3.1 0.54 0.53 0.55 27.6 60,4 52.1
6.5 291 - 865 - 717 307 175 2.9 0.60 0.59 0.61 27.5 60,7 47.0
7 270 - 875 - 710 304 181 2.7 0.67 0.65 0.68 27.3 61,1 35.4
α = teor de argamassa seca, em massa: (cimento+adições+areia)/( cimento+adições+areia+britas)
m = relação entre materiais inertes e aglomerantes, em massa
* considerou-se a parte líquida do superplastificante na água e como finos, além do cimento e adições, as partículas dos agregados passantes pela peneira 0,075mm.
47
Tabela 3.21 – Composições dos concretos auto-adensáveis classe SF2 (ALENCAR, 2008)
Conc. α
(%) m Cimento (kg/m3)
Metacaulim (kg/m3)
Areia (kg/m3)
Filer (kg/m3)
Brita 1 (kg/m3)
Brita (kg/m3)
Água (kg/m3)
Sup. PC1
(kg/m3) a/c a/f* a/agl*
Volume pasta (%)
Volume argamassa
(%)
fc,28
(MPa) C
AA
- S
F2
CAA sem
adição 68
2.5 630 - 869 - 494 212 172 10.1 0.27 0.28 0.28 38.4 72,1 78.5 3 538 - 925 - 482 207 189 8.6 0.35 0.36 0.36 37.2 72,9 71.8
3.5 474 - 977 - 478 205 192 7.6 0.41 0.41 0.42 35.3 73,2 65.5
4 423 - 1015 - 474 203 197 6.8 0.47 0.46 0.48 34.1 73,5 60.0 4.5 382 - 1047 - 471 202 198 6.1 0.52 0.51 0.53 32.8 73,6 51.3
CAA com
Metac. 62
2.5 599 25 730 - 581 249 179 10 0.30 0.28 0.30 39.1 67,4 81.0
3 515 27 802 - 577 247 182 8.7 0.35 0.32 0.35 36.7 67,7 74.0 3.5 449 29 856 - 572 245 183 7.6 0.41 0.36 0.39 34.8 68 66.2 4 394 30 889 - 563 241 195 6.8 0.49 0.43 0.47 34.1 68,6 62.9
4.5 352 31 921 - 559 240 198 6.1 0.56 0.47 0.53 33 68,8 56.3 5 315 31 940 - 552 236 207 5.5 0.66 0.54 0.61 32.8 69,2 52.1
CAA com
Filer 1 65
3 552 - 874 9 541 232 171 7.7 0.31 0.31 0.32 36 69,8 77.6
3.5 485 - 887 47 535 229 179 6.8 0.37 0.34 0.38 36 70,2 71.4 4 435 - 891 88 533 228 181 6.1 0.42 0.35 0.42 36 70,4 64.4
4.5 394 - 883 132 531 228 182 5.5 0.46 0.35 0.47 36.3 70,5 60.0
5 360 - 867 178 529 227 182 5 0.51 0.34 0.51 36.8 70,6 56.5 5.5 330 - 841 224 526 225 187 4.6 0.57 0.34 0.57 37.9 70,8 51.2
CAA com
Filer 2 65
3 543 - 773 96 532 228 182 7.6 0.34 0.28 0.33 39.6 70,2 75.6
3.5 483 - 809 121 533 228 184 6.8 0.38 0.31 0.39 39 70,3 69.5 4 431 - 825 146 528 226 184 6 0.43 0.32 0.44 38.3 70,5 63.0
4.5 393 - 840 172 530 227 185 5.5 0.47 0.33 0.48 38 70,6 57.9
5 358 - 842 197 527 226 187 5 0.52 0.34 0.53 38 70,7 53.0 5.5 330 - 841 224 526 225 187 4.6 0.57 0.34 0.57 38 70,8 51.2
α = teor de argamassa seca
m = relação entre materiais inertes e aglomerantes, em massa
* considerou-se a parte líquida do superplastificante na água e como finos, além do cimento e adições, as partículas dos agregados passantes
pela peneira 0,075mm.
48
Tabela 3.22 – Composições dos concretos auto-adensáveis classe SF3 (ALENCAR, 2008)
Concreto α (%) m Cimento
(kg/m3) Metacaulim
(kg/m3) Areia
(kg/m3) Filer
(kg/m3) Brita 1 (kg/m3)
Brita Água (kg/m3)
Sup. PC2
(kg/m3) a/c a/f* a/agl*
Volume pasta (%)
Volume argamassa
(%)
fc,28
(MPa) (kg/m3)
CA
A -
SF
3
CAA sem adição 71
2 740 - 836 - - 644 174 11.1 0.24 0.24 0.25 41.6 74,5 82.7
2.5 632 - 939 - - 642 175 9.5 0.28 0.28 0.29 38.2 74,8 76.1
3 544 - 1001 - - 631 183 8.2 0.34 0.34 0.35 36.2 75,2 70.4
3.5 474 - 1040 - - 618 197 7.1 0.42 0.42 0.43 35.4 75,8 61.9
4 423 - 1080 - - 614 202 6.4 0.48 0.48 0.49 34.3 76,1 56.0
CAA com Metac. 65
2.5 591 31 793 - - 762 184 9.3 0.31 0.29 0.31 39 70,1 79.4
3 503 38 866 - - 758 188 8.1 0.37 0.33 0.36 36.9 70,4 72.6
3.5 432 43 913 - - 747 194 7.1 0.45 0.37 0.42 35.4 70,8 64.9
4 374 46 945 - - 735 206 6.3 0.55 0.43 0.50 34.8 71,4 58.6
4.5 328 49 971 - - 726 216 5.7 0.66 0.49 0.58 34.5 71,8 52.9
CAA com Filer 1 68
2.5 626 - 717 147 - 701 181 8.8 0.29 0.24 0.30 43.8 72,4 80.3
3 546 - 756 183 - 699 184 7.6 0.34 0.26 0.34 42.9 72,6 73.2
3.5 481 - 772 218 - 692 186 6.7 0.39 0.27 0.40 42.2 72,9 66.4
4 432 - 782 254 - 691 190 6 0.44 0.28 0.45 42.3 73,1 61.3
4.5 390 - 781 289 - 687 191 5.5 0.49 0.28 0.50 42.4 73,2 55.2
α = teor de argamassa
m = relação entre materiais inertes e aglomerantes, em massa
* considerou-se a parte líquida do superplastificante na água e como finos, além do cimento e adições, as partículas dos agregados passantes
pela peneira 0,075mm.
49
Tabela 3.23 – Propriedades dos concretos no estado fresco (ALENCAR, 2008)
CONCRETO VIBRADO
CONCRETO REF 1 REF 2
m 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 Abatimento (mm) 110 +/- 10 140 +/- 10
CAA - SF2
CONCRETO CAA sem adição CAA com Metacaulim CAA com fíler 1 CAA com fíler 2
m 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5
Espalhamento (mm) 700 660 690 660 650 690 660 660 660 650 690 680 700 680 680 690 710 710 710 710 720 710 710
Funil-V (s) 7,1 4,6 3,3 4,1 3 7,2 5,7 6 4 3,5 3 5,6 4,5 5,5 4,4 6,2 5,5 6,3 5,5 5,6 6,8 7,2 5,5
CAA - SF3
CONCRETO CAA sem adição CAA com Metacaulim CAA com fíler 1
m 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 Espalhamento (mm) 760 750 760 740 750 760 760 770 760 750 780 770 770 770 760
Funil-V (s) 5,9 6,8 4,1 3,6 4 6,8 3,5 3,3 2,8 3 6,7 6,6 4,9 4,5 5
50
Figura 3.4 – Resistência à compressão em função da relação a/agl para concretos de mesma relação entre materiais inertes e aglomerantes – Gráficos plotados a partir dos resultados do
estudo de Alencar, 2008
51
Independentemente do tipo de concreto, fc,28 diminui à medida que se aumenta
a relação entre materiais inertes e aglomerantes (m) e a relação a/agl (tabelas 3.20 a
3.22 e figura 3.4). A figura 3.5 mostra as relações entre fc,28 e a/agl de diferentes
grupos e de todos os concretos, independentemente da relação entre materiais inertes
e aglomerantes. As diferenças em a/agl relativas a um determinado valor de fc,28 são
conseqüência das características do concreto fresco desejadas.
Figura 3.5 – Resistência à compressão em função da relação a/agl, independentemente da relação entre materiais inertes e aglomerantes – Gráficos plotados a
partir dos resultados do estudo de Alencar, 2008
52
3.1.8 - Estudo de Araujo et al. (2008)
Estudaram-se diversos concretos auto-adensáveis onde foram realizadas
substituições parciais (20%, 25% ou 30%) da areia natural por finos de pedreira
(micaxisto, granito ou gnaisse, com 90% de partículas com dimensão máxima de
0,0854 mm, 0,135 mm e 0,109 mm, respectivamente) e substituições parciais de
cimento por sílica ativa (8%), metacaulim (8%) ou pozolana de argila calcinada (25%).
Um concreto convencional, sem adições, foi dosado e tomado como referência.
Cimento CP-V ARI, areia natural, agregado graúdo de granito britado com dimensão
máxima de 9,5 mm e superplastificante foram utilizados nas misturas de CAA. No
concreto de referência foram usados os mesmos materiais, mas em vez de
superplastificante foi utilizado plastificante. Os traços e as características no estado
fresco dos concretos produzidos estão nas tabelas 3.24 e 3.25, respectivamente. O
teor de argamassa seca, em massa, dos concretos era 56% e o teor de ar variou entre
1,0% e 2,3%.
Corpos-de-prova cilíndricos com 100mm de diâmetro e 200mm de altura foram
moldados e ensaiados para obtenção de resistência à compressão, resistência à
tração por compressão diametral e módulo de elasticidade. Para os ensaios de tração
na flexão foram utilizados corpos-de-prova prismáticos de seção transversal quadrada
com dimensão de 150mm e comprimento de 500mm. Todos os ensaios foram
realizados para a idade de 28 dias. Os corpos-de-prova, após desmoldados, foram
curados em câmara úmida com temperatura e umidade controladas até o momento
dos ensaios. Os resultados dos ensaios são mostrados na tabela 3.26.
A menos dos assinalados com asterisco na tabela 3.26, que se mostraram
claramente inconsistentes, os resultados de fc,28, fct,28 e Ec,28 são mostrados nas figuras
3.6 a 3.11, em função de a/agl.
53
Tabela 3.24 – Traços dos concretos produzidos (ARAUJO et al., 2008)
CONCRETO m Traço em massa Aditivo
a/agl cimento adições agregado
miúdo agregado graúdo %
REFERÊNCIA
3 1 - 1,24 1,76 0,6 0,45
4,5 1 - 2,08 2,42 0,6 0,6
6 1 - 2,92 3,08 0,6 0,78
SÍLICA ATIVA
3 0,92 0,08 1,24 1,76 1 0,5 4,5 0,92 0,08 2,08 2,42 1 0,63
6 0,92 0,08 2,92 3,08 1,02 0,8
METACAULIM
3 0,92 0,08 1,24 1,76 1,11 0,49 4,5 0,92 0,08 2,08 2,42 1,3 0,64
6 0,92 0,08 2,92 3,08 0,73 0,82
POZOLANA DE ARGILA CALCINADA
3 0,75 0,25 1,24 1,76 1,05 0,42 4,5 0,75 0,25 2,08 2,42 1,53 0,54
6 0,75 0,25 2,92 3,08 1,65 0,7
MICAXISTO
3 1 0,25 0,99 1,76 0,7 0,51
4,5 1 0,52 1,56 2,42 1,2 0,68
6 1 0,88 2,04 3,08 1 0,95
GRANITO
3 1 0,25 0,99 1,76 0,7 0,48 4,5 1 0,52 1,56 2,42 1,16 0,61
6 1 0,88 2,04 3,08 1,52 0,77
GNAISSE
3 1 0,25 0,99 1,76 0,82 0,48 4,5 1 0,52 1,56 2,42 0,92 0,65
6 1 0,88 2,04 3,08 1,06 0,84
Tabela 3.25 – Propriedades dos concretos no estado fresco (ARAUJO et al., 2008)
CONCRETO REFERÊNCIA m 3 4,5 6
Abatimento (mm) 90 70 80
CONCRETO SILICA ATIVA METACAULIM POZOLANA m 3 4,5 6 3 4,5 6 3 4,5 6
Espalhamento (mm) 605 610 590 600 610 605 600 640 610
CONCRETO MICAXISTO GRANITO GNAISSE m 3 4,5 6 3 4,5 6 3 4,5 6
Espalhamento (mm) 610 605 590 620 585 625 620 590 600
54
Tabela 3.26 – Propriedades dos concretos no estado endurecido (ARAUJO et al., 2008)
CONCRETO Teor % m fc,28
(MPa) Ec,28
(GPa) fct,28
(Mpa) fct,fl,28
(MPa) fct,28/fc,28 (%) **Ec,28/(fc,28)0,5
REFERÊNCIA
0 3 48,8 30,5 5,04 5,83 10,3 4,37 0 4,5 39,0 24,3 3,61 4,66 9,26 3,89
0 6 26,6 21,0 3,02 4,11 11,4 4,07
SÍLICA ATIVA
8 3 60,1 33,9 5,34 7,12 8,89 4,37
8 4,5 46,8 28,5* 1,92* 5,42 - -
8 6 36,7 28,5 4,10 4,47 11,2 4,70
METACAULIM
8 3 49,1 30,1 5,28 6,28 10,8 4,30
8 4,5 30,0 27,6 3,21* 5,00 10,7 5,04
8 6 23,5 22,0 3,44 4,18 14,6 4,54
POZOLANA DE ARGILA CALCINADA
25 3 50,7 32,6 4,99 6,16 9,84 4,58 25 4,5 38,5 31,5* 4,23 5,28 11,0 -
25 6 27,3 23,8 3,08 4,05 11,3 4,56
MICAXISTO
20 3 41,3 25,8 4,40 4,93 10,7 4,01 25 4,5 28,4 23,8 3,59 4,48 12,6 4,47
30 6 17,3 18,5 4,99* 3,42 - 4,45
GRANITO
20 3 39,6 27,3 3,80 5,13 9,6 4,34
25 4,5 34,6 24,7 4,13* 4,76 - 4,20
30 6 27,6 21,8 3,03 4,17 11,0 4,15
GNAISSE 20 3 46,2 31,9 3,72 6,40 8,05 4,69 25 4,5 35,7 29,0 3,24 5,07 9,08 4,85 30 6 28,0 27,8 2,95 4,16 10,5 5,25
** Ec em GPa e fc em MPa
55
Figura 3.6 – Resistência à compressão em função da relação a/agl dos concretos com substituição de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de
Araujo et al., 2008.
Figura 3.7 – Resistência à compressão em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de
Araujo et al., 2008.
56
Figura 3.8 – Módulo de elasticidade em função da relação a/agl dos concretos com substituição de de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de
Araujo et al., 2008.
Figura 3.9 – Módulo de elasticidade em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Araujo et al.,
2008.
57
Figura 3.10 – Resistência à tração por compressão diametral em função da relação a/agl dos concretos com substituição de cimento – Gráfico plotado a partir dos resultados dos
ensaios de Araujo et al., 2008
Figura 3.11 – Resistência à tração por compressão diametral em função da relação a/agl dos concretos com substituição de agregados miúdos – Gráfico plotado a partir dos resultados dos
ensaios de Araujo et al., 2008.
De maneira geral, para todas as propriedades no estado endurecido, a
tendência é de que quanto maior a relação água/aglomerante menores os seus
valores.
58
Os concretos auto-adensáveis com sílica ativa apresentaram maiores
resistências à compressão para todas as faixas de relação água/aglomerante. Em
comparação com os concretos auto-adensáveis produzidos com metacaulim, os com
sílica ativa apresentaram em média resistências 56% maiores. Os CAA com adição de
pozolana tiveram resistências cerca de 16% maiores que os produzidos com
metacaulim.
Dos concretos com substituição de parte do agregado miúdo, os com finos de
gnaisse tiveram os maiores valores de fc,28. E os concretos com micaxisto e granito
apresentaram valores de resistência à compressão menores que o concreto com
gnaisse para todas as relações a/agl.
Os concretos com sílica ativa e com finos de gnaisse apresentaram maiores
módulos de elasticidade. Todos os concretos com adições ativas e boa parte dos com
adições inertes tiveram módulo maior que os concretos de referência.
Os concretos com sílica ativa e metacaulim apresentaram maiores resistências
à tração por compressão diametral. Dos concretos com substituição de parte do
agregado miúdo, os com micaxisto tiveram os maiores valores de fct,28, seguidos pelos
de referência. As relações fct,28/fc,28 variaram entre 8% e 15%.
Os concretos com sílica ativa tiveram os maiores valores de resistência à
tração na flexão, seguidos dos concretos com metacaulim e material fino de gnaisse.
3.1.9 – Estudo de Dinakar, Babu e Santhanam (2008)
O estudo incluiu cinco concretos vibrados e oito auto-adensáveis com teores
de cinza volante variando entre 10% a 85% do total de aglomerantes. Objetivou-se ter-
se grupos de concretos com resistências à compressão entre 20 e 100 MPa. Cimento
portland ASTM Tipo I (equivalente ao CP I) e areia natural de rio foram usados em
todos os concretos. O agregado graúdo empregado foi de granito britado; com
dimensão máxima de 12 mm nos CAA e de 20 mm nos concretos vibrados. As
59
composições dos concretos são mostradas na tabela 3.27 e as propriedades dos
concretos no estado fresco na tabela 3.28. Para o cálculo do volume de pasta e
argamassa dos concretos foram adotados valores de massa específica de 2,7 kg/dm3,
2,6 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3, para brita, areia e superplastificante respectivamente.
Corpos-de-prova cúbicos de 100 mm foram moldados para os ensaios de
resistência à compressão aos 3, 7, 28, 90 e 180 dias de idade. Os testes de
resistência à tração por compressão diametral foram realizados em cilindros de 100
mm de diâmetro por 200 mm de altura, aos 90 dias de idade, e os ensaios de módulo
de elasticidade foram realizados em corpos-de-prova cilíndricos de 150 mm de
diâmetro por 300 mm de altura, também aos 90 dias de idade. Os corpos-de-prova
foram deixados em ambiente úmido desde a concretagem até o momento da
desmoldagem e, em seguida, deixados imersos em tanques de água até o momento
dos ensaios. Os resultados dos ensaios realizados estão na tabela 3.29.
Os parâmetros variados num mesmo grupo de concretos tornam difícil a
comparação do desempenho deles. Entretanto, algumas observações podem ser
feitas sobre os resultados obtidos. As resistências à compressão, mostradas em
gráficos na figura 3.12, indicam a relevância não só da relação a/agl, mas também da
relação a/c e da percentagem de cinza volante em relação ao total de aglomerantes na
evolução da resistência ao longo do tempo. Concretos com cinza volante tenderam a
ter menor taxa de evolução de resistência nas primeiras idades e maior nas idades
mais avançadas.
Nas figuras 3.13 e 3.14, nota-se tendência de, para determinado valor de fc, ter-
se maior valor de fct e menor de Ec para os CAA. As relações fct,90/fcu,90 variam entre 7%
e 12%.
60
3.27 – Composições dos concretos (DINAKAR, BABU e SANTHANAM, 2008)
Grupo Cimento kg/m3
Cinza Volante
kg/m3 (%)*
Finos kg/m3
Agregado kg/m3 Água kg/m3
Superpl. (%) a/c a/f
Volume de
pasta (%)
Volume de argamassa
(%) 20 mm 12,5 mm 6,3 mm Areia
NC20 234 0 0 234 893 263 375 337 185 0 0,79 0,79 27 41 SCC558 83 468 (85) 551 - 624 170 624 226 2 2,72 0,41 47 71
NC30 319 0 0 319 806 235 336 302 185 0 0,58 0,58 31 44 SCC557 165 385 (70) 550 - 656 178 656 187 2 1,13 0,34 43 68 SCC757 225 525 (70) 750 - 487 133 487 248 2 1.10 0,33 58 77
NC60 500 0 0 500 702 205 292 263 185 0 0,37 0,37 39 50 SCC555 275 275 (50) 550 - 691 189 691 187 2,50 0,68 0,34 41 67 SCC655 325 325 (50) 650 - 611 166 611 221 2 0,68 0,34 48 71
NC90 552 0 0 552 703 205 293 253 160 1 0,29 0,29 38 49 SCC553 385 165 (30) 550 - 732 199 732 171 2,50 0,44 0,31 37 65 SCC530 350 150 (30) 500 - 707 194 707 180 1,75 0,51 0,36 37 65 NC100 659 0 0 659 640 186 256 240 145 1 0,22 0,22 42 53
SCC551 495 55 (10) 550 - 756 206 756 160 3 0,32 0,29 35 64 * % do total de finos (aglomerantes)
61
Tabela 3.28 – Propriedades dos concretos frescos (DINAKAR, BABU e SANTHANAM, 2008)
Nome Cinza
volante (%)
Abatimento (mm)
Espalhamento (mm)
Funil-V (s)
NC20 0 75 - - SCC558 85 - 800 6
NC30 0 30 - - SCC557 70 - 790 5 SCC757 70 - 800 6
NC60 0 45 - - SCC555 50 - 770 11 SCC655 50 - 800 7
NC90 0 90 - - SCC553 30 - 680 12 SCC530 30 - 630 10
NC100 0 120 - - SCC551 10 - 560 15
62
Tabela 3.29 – Propriedades dos concretos no estado endurecido (DINAKAR, BABU e SANTHANAM, 2008)
Nome Cinza
volante %
fcu (MPa) fct,90
(MPa) Ec,90
(GPa)
fct,90/fcu,90
(%) *Ec/(fcu0,5)
3 dias 7 dias 28 dias 90 dias 180 dias
NC20 0 - - 29,0 35,6 38,9 3,3 27,2 11,2 4,56 SCC558 85 - - 14,6 22,1 27,7 1,7 12,0 11,6 2,55
NC30 0 21,8 31,0 43,0 44,5 45,0 4,3 31,4 9.90 4,71 SCC557 70 12,2 19,3 34,9 45,5 57,3 5,7 30,0 16,2 4,45 SCC757 70 8,00 21,0 34,8 45,0 55,8 4,5 26,2 13,0 3,91
NC60 0 50,5 59,0 74,0 76,0 76,0 5,7 39,6 7,70 4,54 SCC555 50 22,0 35,2 57,9 66,7 79,5 6,8 30,2 11,7 3,70 SCC655 50 22,7 32,3 50,1 60,6 72,1 6,2 28,4 12,4 3,65
NC90 0 72,8 76,0 78,0 80,0 84,0 6,3 40,0 8,00 4,47 SCC553 30 40,5 54,9 77,1 92,0 103,3 7,4 40,0 9,50 4,17 SCC530 30 36,0 41,0 71,6 75,3 89,5 7,9 40,0 11,1 4,61
NC100 0 71,0 78,0 87,0 86,0 88,0 6,3 42,7 7,20 4,60 SCC551 10 54,6 67,1 86,4 90,8 102,5 7,9 41,3 9,20 4,34
* Ec em GPa e fcu em MPa
63
Figura 3.12 – Resistência à compressão em função da idade dos concretos dos diferentes grupos investigados – Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos de
Dinakar, Babu e Santhanam, 2008
64
Figura 3.13 - Resistência à tração por compressão diametral em função de fcu, para a idade de 90 dias – Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos
Dinakar, Babu e Santhanam, 2008
.
Figura 3.14 – Módulo de elasticidade em função de fcu, para a idade de 90 dias– Gráfico plotado a partir dos resultados dos estudos Dinakar, Babu e Santhanam, 2008
3.1.10 - Nunes et al. (2009)
O estudo englobou um concreto auto-adensável e um vibrado. Em ambos os
concretos foram usados os mesmos materiais, apenas variando as suas proporções,
com exceção do superplastificante que foi diferente para os dois concretos. As
65
composições dos concretos são apresentadas na tabela 3.30. O espalhamento do
concreto auto-adensável foi de 565mm (abatimento do concreto vibrado não
fornecido). Corpos-de-prova cilíndricos (150mm x 300mm), cúbicos (150mm) e
prismáticos (150mm x 550mm) foram moldados para a determinação das propriedades
dos concretos no estado endurecido. Os corpos-de-prova do concreto auto-adensável
e do vibrado foram desmoldados 4 e 6 dias após a concretagem, respectivamente, e, a
seguir, mantidos em câmara com 100% de umidade relativa e temperatura de 20ºC até
o momento do ensaio.
Tabela 3.30 – Composição dos concretos (NUNES et al., 2009)
CAA REF
Cimento CEM I 52,5 R (kg/m3) 387 350 Pó de calcário (kg/m3) 197 85
Total de finos (kg/m3) 584 435
Areia natural fina 1 (kg/m3) 613 407 Areia natural grossa 2 (kg/m3) 206 413 Agregado graúdo calcário, 12,5 mm (kg/m3) 826 938 Água (kg/m3) 139 171 Superplastificante (kg/m3) 12,9 3,7 a/c 0.36 0.49 a/f 0.24 0.39
Volume de pasta (%) 34,3 31,7 Volume de argamassa (%) 66,4 63,4
Os resultados médios dos ensaios de resistência à compressão, resistência à
tração e módulo de elasticidade em diversas idades são apresentados na tabela 3.31.
Nesses resultados, notam-se algumas inconsistências: resistências à
compressão obtidas dos ensaios de corpos-de-prova cúbicos na idade de 14 dias
menores que as nas idades de 7 e 10 dias, resistências à tração por compressão
diametral maiores que as na flexão, fct praticamente o mesmo em todas as idades,
valores de fc maiores que os de fcu para a mesma idade, por exemplo.
66
Foram também concretados elementos de seção transversal em U
(representando bueiros), com os dois tipos de concreto, para comparar as dificuldades
de concretagem e a resistência à compressão in situ de testemunhos retirados das
duas paredes e da laje. Esses elementos foram curados ao ar. Os resultados dos
ensaios à compressão dos testemunhos estão na tabela 3.32.
Tabela 3.31 – Propriedades dos concretos endurecidos (NUNES et al., 2009)
Propriedade Idade CCA REF
fcu (MPa) - Testes em cubos (150 mm x 150 mm x 150
mm)
7 dias 67,3 64,4
10 dias 69,8 66,5 14 dias 66,8 60,3
28 dias 71,4 66,2
fc (MPa) - Testes em cilindros (150 mm x 300 mm)
7 dias 68,4 61,6
28 dias 76,5 70,4
fct (MPa) - Testes em cilindros (150 mm x 300 mm),
compressão diametral
7 dias 4,4 4,9
10 dias 5,8 4,8 14 dias 5,6 4,7
28 dias 5,7 4,9
fct, fl (MPa) - Testes em prismas (150 mm x 150 mm x
550 mm), tração na flexão
7 dias 4,3 4,2 14 dias 5,0 4,4
28 dias 5,0 4,6
Ec (MPa) - Testes em cilindros (150 mm x 300 mm)
7 dias 41,5 42,9 10 dias 42,6 42,7 14 dias 44,1 43,2
28 dias 44,9 43,1
Ec/(fcu)0,5
7 dias 5,1 5,3
10 dias 5,1 5,2 14 dias 5,4 5,6
28 dias 5,3 5,3
Tabela 3.32 – Resistência à compressão dos testemunhos extraídos (NUNES et al., 2009)
Propriedade Localização CCA REF
fc (MPa) - 60 dias Parede A 67,8 67,3
Parede B 69,7 66,3
Laje 70,7 58,1
67
Segundo os autores do estudo, o valor de resistência à compressão, aos 60
dias, obtido nos testemunhos extraídos do elemento em U menor que os obtidos nos
corpos-de-prova moldados, aos 28 dias, pode ser explicado pela diferença das
condições de cura. O concreto do elemento de concreto auto-adensável apresentou
maior uniformidade que o de concreto vibrado; a dificuldade de vibração levou o
concreto da mesa a ter menor resistência que os das almas.
3.1.11 – Estudo de Parra, Valcuende e Gómez (2011)
Foram estudados oito tipos de concreto, sendo quatro vibrados e quatro auto-
adensáveis, com três diferentes relações a/c e dois tipos de cimento com adições,
conforme mostrado na tabela 3.33. A abreviação utilizada identifica o tipo de concreto:
concreto vibrado (N) ou auto-adensável (S), relação a/c (0,65, 0,55 ou 0,45) e
resistência do cimento (32 MPa ou 42 MPa). Os concretos vibrados e os auto-
adensáveis de mesma relação água/cimento tinham iguais teores de água (mantido
constante em todos os concretos), cimento e agregado graúdo e agregado total, mas o
agregado miúdo dos auto-adensáveis era constituído de partes grossa e fina (19,2%
de partículas com dimensão máxima de 0,063 mm), enquanto os vibrados tinham
apenas areia grossa.
As características dos concretos auto-adensáveis no estado fresco são
mostradas na tabela 3.34; os concretos vibrados foram ajustados para ter um
abatimento de tronco de cone de (140±5) mm. Para o cálculo do volume de pasta e
argamassa dos concretos foram adotados valores de massa específica de 2,7 kg/dm3,
2,6 kg/dm3, 2,9 kg/dm3, 2,7 kg/dm3 e 1,1 kg/dm3, para brita, areia, cimento, pó de
calcário e superplastificante, respectivamente.
Os ensaios para avaliar resistência à compressão, resistência à tração por
compressão diametral e módulo de elasticidade foram realizados em corpos-de-prova
cilíndricos de 150 mm de diâmetro por 300 mm de altura, para as idades de 7, 28 e 90
68
dias. Depois de concretados, eles foram mantidos em uma câmara com no mínimo
95% de umidade relativa e temperatura de 20 ± 2ºC até o momento dos ensaios.
Os resultados dos ensaios de resistência à compressão, apresentados na
tabela 3.35 e nos gráficos da figura 3.15, mostram diferentes tendências dos concretos
com cimentos 32,5 e 42,5 de mesma relação água/cimento. No primeiro caso, as
resistências dos vibrados são maiores e no segundo tendem a ser menores. A menos
de um caso, a diferença de fc entre concretos vibrados e auto-adensáveis não passa
de 10%.
Na figura 3.16, onde constam os valores de resistência à tração em função dos
de resistência à compressão, nota-se tendência de, para uma mesma resistência à
compressão, os concretos vibrados apresentarem maior resistência à tração (diferença
em torno de 18%), particularmente para maiores idades. As relações fct/fc dos
concretos auto-adensáveis variaram entre 7,39% e 9,13% e as dos vibrados entre
8,75% e 11,5%.
É mostrado na figura 3.17 que, para uma mesma resistência à compressão, os
concretos vibrados também tendem a apresentar maior módulo de elasticidade
(diferença em torno de 2%). As relações Ec/√fc dos concretos vibrados variam entre
5,23 e 6,17 e dos auto-adensáveis entre 5,25 e 5,91 (Ec em GPa e fc em MPa).
69
Tabela 3.33 – Composições dos concretos (PARRA, VALCUENDE e GÓMEZ, 2011)
Mistura 1
Mistura 2
Mistura 3
Mistura 4
Mistura 1
Mistura 2
Mistura 3
Mistura 4
S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42
Cimento CEM II, composto com cinza volante e filer calcário (kg/m3)
275,0 325,0 325,0 400,0 275,0 325,0 325,0 400,0
Pó de calcário (kg/m3) 211,7 197,6 197,6 180,1 170,5 166,8 166,8 162,2
Total de finos (kg/m3) 486,7 522,6 522,6 580,1 445,5 491,8 491,8 562,2
Água (kg/m3) 178,8 178,8 178,8 180,0 178,8 178,8 178,8 180,0
a/c 0,65 0,55 0,55 0,45 0,65 0,55 0,55 0,45
a/f 0,37 0,34 0,34 0,31 0,40 0,36 0,36 0,32
Agregado graúdo de calcário 12mm (kg/m3)
816,1 797,9 797,9 769,4 816,3 798,4 798,4 769,2
Areia grossa de calcário (kg/m3) 191,0 373,4 373,4 540,1 954,9 934,0 934,0 900,7
Areia fina de calcário (kg/m3) 720,9 528,7 528,7 339,8 - - - -
Superplastificante (kg/m3) 4,7 5,2 4,9 6,0 1,9 2,3 1,6 2,0
Volume de pasta (%) 35,3 36,4 36,4 38,4 33,5 35,0 35,0 37,3
Volume de argamassa (%) 69,6 70,3 70,3 71,3 69,8 70,5 70,6 71,7
\
70
Tabela 3.34 – Características dos concretos no estado fresco (PARRA, VALCUENDE e GÓMEZ, 2011)
Abatimento (mm)
Espalhamento Funil-V
(s) T500 (s)
Espalhamento (mm)
S-65-32 - 3,2 650 9,9 S-55-32 - 3,8 670 12,1 S-55-42 - 3,7 680 12 S-45-42 - 5,1 670 12,5 N-65-32 145 - - - N-55-32 135 - - - N-55-42 140 - - - N-45-42 140 - - -
Tabela 3.35 – Características dos concretos no estado endurecido (PARRA, VALCUENDE e GÓMEZ, 2011)
Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4 Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4
S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42 fc,7 (MPa) 21,8 26,4 35,4 45,8 23,0 27,4 35,2 39,1 fc,28 (MPa) 27,2 33,2 40,4 52,2 29,1 34,0 38,4 53,6 fc,90 (MPa) 32,7 40,7 52,2 64,9 36,3 42,9 49,7 60,4 fct,7 (MPa) 1,92 2,67 2,90 3,85 2,22 2,31 3,61 3,75 fct,28 (MPa) 2,34 3,03 3,12 3,86 3,34 3,52 4,25 4,69 fct,90 (MPa) 3,32 3,68 4,10 4,19 3,47 3,98 4,59 4,76 Ec,7 (GPa) 26,7 28,4 34,4 36,2 27,1 30,2 33,7 35,4 Ec,28 (GPa) 30,8 32,5 35,6 37,9 33,3 34,3 35,3 38,3 Ec,90 (GPa) 33,6 35,6 39,2 42,2 35,9 37,2 39,6 40,1
fct,28/fc,28 (%) 8,60 9,13 7,72 7,39 11,5 10,4 11,1 8,75
*Ec,28/(fc,28)0,5 5,91 5,64 5,60 5,25 6,17 5,88 5,70 5,23
* Ec em GPa e fc em MPa
71
Figura 3.15 – Resistências à compressão em função da idade dos concretos de mesma relação a/c e mesmo cimento – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de
Parra, Valcuende e Gómez (2011).
Figura 3.16 – Resistências à tração em função da resistência à compressão – Gráficos
plotados a partir dos resultados dos estudos de Parra, Valcuende e Gómez (2011).
72
Figura 3.17 – Módulo de elasticidade em função da resistência à compressão –
Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Parra, Valcuende e Gómez (2011).
3.2. HOMOGENEIDADE EM ELEMENTOS ESTRUTURAIS
Khayat, Manai e Trudel (1997) estudaram a homogeneidade do concreto ao
longo da altura de paredes pré-moldadas de 95cm de largura, 20 cm de espessura e
150cm de altura. Foram dosados oito tipos de concretos auto-adensáveis contendo
diferentes proporções de materiais finos: cimento, cinza volante, sílica ativa, escória de
alto-forno e pó de calcário. Cinco destas misturas tinham agregados com dimensão
máxima de 20mm e as outras três misturas de 10mm e todas tinham aditivos
modificadores de viscosidade e superplastificantes. Um concreto vibrado sem adições,
sem modificador de viscosidade e superplastificante também foi dosado para servir
como referência. As composições dos nove concretos são apresentadas na tabela
3.36. As oito misturas de CAA apresentaram valores espalhamento entre 635mm e
660mm, com exceção de um concreto que apresentou espalhamento de 700mm, e o
concreto de referência apresentou abatimento de 165mm.
Foram moldadas nove paredes, uma com cada tipo de concreto, sendo a
concretagem feita pelo topo e em duas camadas. Foram também moldados cilindros
73
de 100mm de diâmetro por 200mm de altura para monitorar o desenvolvimento da
resistência. A parede confeccionada com o concreto de referência recebeu vibração
interna. As formas das paredes e dos cilindros foram removidas após 2 dias e as
peças foram mantidas cobertas com aniagem molhada e plástico por 7 dias. Após este
período, as paredes e cilindros foram deixados sob condições ambientais de
laboratório (temperatura de cerca de 20ºC).
74
Tabela 3.36 – Composição dos concretos (KHAYAT, MANAI e TRUDEL, 1997)
3% SF + 20% FA
3% SF + 30%
LF
100% C
3% SF
3% SF + 40% SG20
REF 3% SF +
40% SG10
HSF - 20% SG1
HSF - 20% SG2
Cimento ASTM Tipo I (kg/m3) 417 379 589 563 307 584 307 - - Cimento com 8% de sílica ativa (kg/m3) - - - - - - - 428 436 Sílica ativa (kg/m3) 18 18 - 18 18 - 18 - - Cinza volante (kg/m3) 118 - - - - - - - - Escória de alto forno (kg/m3) - - - - 235 - 236 109 111 Pó de calcário (kg/m3) - 176 - - - - - - - Água (kg/m3) 227 235 241 238 229 239 235 211 202 Total de finos (kg/m3) 553 573 589 581 560 584 561 537 547 Água/finos 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,41 0,42 0,39 0,37
Agregado miúdo natural (kg/m3) 691 691 692 691 690 850 706 747 762 Agregado graúdo 5-10mm (kg/m3) - - - - - - 877 884 902 Agregado graúdo 5-14mm (kg/m3) 568 567 568 567 566 563 - - - Agregado graúdo 5-20mm (kg/m3) 247 247 247 247 247 245 - - - Superplastificante (l/m3) 5,6 4,6 5 5,7 5,9 - 6,8 9,8 10 Aditivo modificador de viscosidade 0,075 0,075 0,075 0,075 0,075 - 0,075 0,06 0,06 Aditivo retardador (l/m3) 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5
Agregado graúdo de calcário britado; SF sílica ativa; FA cinza volante; LF pó de calcário; C cimento; SG escória de alto forno; HSF cimento com 8% de sílica ativa.
75
Tabela 3.37 – Resultados médios de fc e Ec dos testemunhos extraídos de diferentes níveis a partir da base das paredes e cilindros moldados (KHAYAT, MANAI e TRUDEL, 1997)
3% SF + 20%
FA
3% SF + 30%
LF 100% C 3% SF
3% SF + 40% SG20
REF 3% SF + 40% SG10
HSF - 20% SG1
HSF - 20% SG2
fc – corpos-de-prova (MPa)
Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 52,0 43,0 50,0 50,7 52,0 58,0 - 68,3 80,3
fc
testemunhos extraídos
(MPa)
Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 7cm 42,5 35,9 39,6 39,0 42,8 52,8 57,3 63,2 71,5 52cm 42,3 35,6 38,0 37,5 40,3 50,8 59,9 61,8 73,0 97cm 41,4 34,7 37,8 41,7 41,2 51,9 58,5 63,8 74,8
142cm 42,1 34,4 36,5 39,2 39,6 49,8 55,7 62,5 74,2 Ec
testemunhos extraídos
(GPa)
Idade 28 dias 28 dias 19dias 18 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 28 dias 7cm 33,5 32,0 29,5 29,0 33,0 35,5 36,0 35,0 35,5
142cm 31,0 31,5 29,5 28,5 32,0 33,0 34,5 35,0 37,0 Agregado graúdo de calcário britado; SF sílica ativa; FA cinza volante; LF pó de calcário; C cimento; SG escória de alto
forno; HSF cimento com 8% de sílica ativa.
76
Para os testes de resistência à compressão ao longo da altura das paredes,
foram retirados doze testemunhos cilíndricos de 95mm de diâmetro e 200mm de
comprimento em quatro níveis diferentes: 7cm, 52cm, 97cm e 142cm a partir da base
(três testemunhos em cada nível). Para a medição do módulo de elasticidade foram
retirados 2 testemunhos cilíndricos a 7 cm da base da parede e 2 testemunhos a 142
cm da base. Os resultados destes ensaios são apresentados na tabela 3.37.
Nas figuras 3.18 e 3.19 são mostradas as resistência do concreto à
compressão ao longo da altura em relação à resistência do concreto situado próximo à
base da parede. Percebe-se que existe uma tendência de diminuição da resistência à
compressão do concreto em direção ao topo da parede. Nos concretos com
dmax=20mm, maior diminuição foi verificada nos CAA sem adições (8%), com sílica
ativa e escória (cerca de 8%) e de referência (6%). Os CAA com dmax=10mm
apresentaram menor diminuição que o de referência (dmax=20mm).
Figura 3.18 – Resistências à compressão dos concretos com dmáx=20mm ao longo da altura das paredes – Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat,
Manai e Trudel (1997).
77
Figura 3.19 – Resistências à compressão dos CAA com dmáx=10mm e do vibrado
(dmáx=20mm) ao longo da altura das paredes - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat, Manai e Trudel (1997).
Segundo Khayat, Manai e Trudel, a maior homogeneidade apresentada pelos
concretos auto-adensáveis com dmáx=10mm pode ser explicada pelo fato de haver
uma menor probabilidade de aprisionamento de água embaixo de agregados de
dimensões menores.
A diferença entre as resistências à compressão obtidas dos ensaios de
cilindros e dos testemunhos retirados do nível próximo à base das paredes variou
entre 8% e 30%.
Comparando os módulos de elasticidade dos concretos junto à base e ao topo
das paredes, observa-se que, quando houve diferença entre eles, os dos concretos
junto ao topo das paredes foi geralmente menor.
Sonebi et al. (2000) analisaram a homogeneidade dos concretos vibrados e
auto-adensáveis em pilares de 3 metros de altura e em vigas de 3,8 metros de
comprimento. As composições dos concretos são apresentadas no item 3.1.2 (Tabela
78
3.4). As dimensões e armaduras dos pilares e das vigas são mostradas nas figuras
3.20 e 3.21.
Figura 3.20 – Dimensões e armaduras dos pilares: (a) concreto de baixa resistência;
(b) concreto de alta resistência (SONEBI et al., 2000, p. 46)
Figura 3.21 – Dimensões e armaduras das vigas: (a) concreto de baixa resistência;
(b) concreto de alta resistência (SONEBI et al., 2000, p. 47)
Com cada tipo de concreto foram moldados 3 pilares e 3 vigas. Um exemplar
de pilar e um de viga foram separados para determinação da homogeneidade do
concreto.
Os pilares de CAA foram concretados pelo topo (altura de queda livre de 3m) e
as vigas foram concretadas a partir de um único extremo, deixando o CAA fluir através
de seu comprimento até o outro extremo.
Para verificar a uniformidade dos concretos estudados ao longo do
comprimento dos pilares, foram feitos ensaios de esclerometria, de arrancamento de
79
pinos no topo, no meio e no fundo dos pilares e ensaios à compressão de
testemunhos de 100 mm de diâmetro retirados destas regiões. O mesmo foi feito para
as vigas, considerando regiões próximas às extremidades e no meio.
Os resultados dos ensaios dos testemunhos são apresentados nas figuras 3.22
e 3.23. Nelas, RH refere-se a concreto vibrado (REF) de baixa resistência, SCCH a
concreto auto-adensável de baixa resistência, RC a concreto vibrado (REF) de alta
resistência e SCCC a concreto auto-adensável de alta resistência.
Esses resultados mostram que as maiores resistências à compressão nos
pilares de CAA ocorreram na parte mais baixa dos pilares, como acontece em pilares
de concreto vibrado. De maneira geral, verificou-se a perda de resistência à medida
que o concreto se aproxima do topo. A única exceção aconteceu no concreto vibrado
de alta resistência (RC) que apresentou menor resultado de resistência à compressão
a meia altura do pilar.
Figura 3.22 – Resistência à compressão dos testemunhos em função da região de
retirada ao longo da altura dos pilares (SONEBI et al., 2000, p. 30)
A variação de resistência do concreto à compressão ao longo da altura dos
pilares foi maior que a variação ao longo do comprimento das vigas; nestas a
diferença não passou de 7%, enquanto que nos pilares a maior diferença de
resistência entre o topo e o fundo foi 15%.
80
Figura 3.23 – Resistência à compressão dos testemunhos em função da região de retirada ao
longo do comprimento das vigas, onde o extremo A é o ponto de lançamento do CAA (SONEBI et al., 2000, p. 30)
Os resultados dos testes de arrancamento de pinos e de esclerometria
mostraram a mesma tendência que os resultados de resistência à compressão dos
testemunhos.
Khayat, Paultre e Tremblay (2001) moldaram dois pilares sem armadura de
seção quadrada de 235 mm e altura de 1400 mm, um com concreto convencional e
outro com concreto auto-adensável com as dosagens e características no estado
fresco mostradas na tabela 3.38.
Os pilares foram concretados pelo topo; o de concreto auto-adensável sem
nenhum tipo de vibração e o de concreto vibrado foi concretado em 3 camadas e
adensado com vibrador interno. Vinte e oito dias após a concretagem, foram extraídos
4 testemunhos cilíndricos de 95 mm de diâmetro e 190 mm de altura em três
diferentes alturas do pilar (fundo, meio e topo), que foram deixados ao ar e testados
aos 35 dias. Dos doze exemplares retirados de cada pilar, nove foram ensaiados para
obtenção de resistência à compressão e três para obtenção de módulo de
elasticidade.
81
Tabela 3.38 – Composições dos concretos e características no estado fresco (KHAYAT, PAULTRE E TREMBLAY, 2001)
REF CAA
Água (kg/m3) 180 239 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 360 386 Sílica ativa (kg/m3) - 18 Pó de calcário (kg/m3) - 179
Total de finos (kg/m3) 360 583 Areia fluvial silicosa (kg/m3) 960 703 Agregado calcário 5 a 10 mm (kg/m3) 900 828 Superplastificante (l/m3) 1,4 5 Agente modificador de viscosidade (l/m3) - 0,437 Agente retardador (l/m3) 0,5 0,5
a/c 0,5 0,6 a/f 0,5 0,41 Abatimento (mm) 110 - Espalhamento (mm) - 630
Os resultados de resistência à compressão e módulo de elasticidade são
mostrados nas figuras 3.24 e 3.25, respectivamente.
Figura 3.24 – Resistências à compressão médias ao longo da altura dos pilares
estudados - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Khayat, Paultre e Tremblay (2001)
82
Figura 3.25 – Módulo de elasticidade ao longo da altura dos pilares – Gráficos plotados
a partir dos resultados dos estudos de Khayat, Paultre e Tremblay (2001)
Os resultados mostraram diferença entre as resistências à compressão dos
concretos no fundo e no topo do pilar de 15% para o pilar de concreto vibrado e de
aproximadamente 2% para o de concreto auto-adensável. Nos resultados de módulo
de elasticidade, constatou-se menor diferença ao longo da altura dos pilares do que
nos de resistência.
Em um estudo realizado por Hastenpflug e Repette (2008 e 2009), foram
dosados dois tipos de concreto auto-adensável, um com espalhamento de 600mm
(T1P/V) e outro com espalhamento de 800mm (T2P/V), e um concreto convencional
vibrado (TCP/V) com abatimento de (150±10)mm. Os três concretos tinham resistência
à compressão da ordem de 65 MPa quando dos ensaios (74 dias de idade). As
composições dos três concretos são apresentadas na tabela 3.39.
83
Tabela 3.39 – Composições dos concretos (HASTENPFLUG e REPETTE, 2008 e 2009)
CONCRETOS T1P T2P TCP
Cimento CPV-ARI RS (kg/m3) 444 443,91 527 Areia lavada (kg/m3) 453 455,27 355
Areia fina (kg/m3) 475 474,18 253
Água (kg/m3) 204 204,2 194,99 Brita 0 basáltica(kg/m3) 817 816,2 553 Brita 1 granítica (kg/m3) - - 553 Aditivo redutor de água (kg/m3) 3,996 5,032 5,8 Relação a/c 0,46 0,46 0,37
Foram utilizados ensaios de esclerometria, velocidade de propagação de
pulsos ultrasônicos e resistência à compressão de testemunhos para avaliar a
uniformidade do concreto ao longo da altura de pilares sem armadura de dimensões
0,20 m x 0,50 m x 2,70 m, e ao longo do comprimento de vigas com dimensões 0,20 x
0,50 x 2,10 m. Os pilares foram concretados pelo topo e na posição vertical e as vigas
foram concretadas a partir da extremidade esquerda.
Na figura 3.26 são apresentados os resultados de resistência à compressão
dos testemunhos em função da posição no pilar de onde foram extraídos, como
porcentagem da resistência à compressão do testemunho extraído da região perto da
base do pilar. A figura 3.27 mostra os resultados de resistência à compressão em
função da posição na viga de onde foram extraídos, como porcentagem da resistência
à compressão do testemunho extraído da região 1, distante 15 cm da borda esquerda
(borda de lançamento).
Analisando os resultados dos pilares, pode-se notar que também nesse estudo
os maiores valores de resistência à compressão foram obtidos na base do pilar e
houve uma tendência de diminuição dessa resistência em direção ao topo do pilar.
Para ambos os CAA a diferença entre as resistências à compressão no fundo e no
topo do pilar foi de aproximadamente 14% e para o concreto vibrado de
aproximadamente 22%.
84
Os ensaios não destrutivos não tiveram sensibilidade adequada para avaliar a
variação de resistência mostrada pelos testemunhos extraídos de diferentes regiões.
Figura 3.26 – Resistência à compressão média ao longo dos pilares estudados (HASTENPFLUG e REPETTE, 2009, p. 7)
Também nesse estudo ficou evidenciado que a variação da resistência à
compressão ao longo do comprimento das vigas é menor do que a variação ao longo
da altura dos pilares. As resistências à compressão dos testemunhos extraídos na
borda contrária ao lançamento variaram de 92% a 97% das resistências determinadas
na região próxima à borda de lançamento. Dos três concretos analisados, o que
apresentou menor variação ao longo do comprimento foi o concreto convencional.
Este fato e a variação mostrada pelos ensaios dos CAA sugerem que possa ter havido
algum problema na extração e/ou ensaio de alguns testemunhos.
85
Figura 3.27 – Resistência à compressão média ao longo das vigas estudadas (HASTENPFLUG e REPETTE, 2008, p. 6)
Valcuende, Parra e Ferrer (2009) estudaram quatro tipos de concretos auto-
adensáveis e 4 tipos de concretos vibrados (concretos de referência) com três
diferentes relações a/c e duas classes de resistência do cimento, conforme mostrado
na tabela 3.40. A abreviação utilizada identifica o tipo de concreto: concreto vibrado
(N) ou auto-adensável (S), relação a/c (0,65, 0,55 ou 0,45) e resistência do cimento
(32 MPa ou 42 MPa).
Pilares não armados, com seção de 150 mm x 150 mm e altura de 1500 mm,
foram desmoldados após 24 horas da concretagem e curados à temperatura de 20°C
e umidade relativa de 95%. Dois pilares de cada tipo de concreto foram fabricados
sendo que os com concreto vibrado foram concretados em várias camadas, pelo topo,
utilizando vibrador interno para o adensamento e os pilares de CAA foram concretados
pelo topo e em uma única camada. Os testes realizados para avaliar a
homogeneidade do concreto dos pilares foram: porosidade por intrusão de mercúrio,
resistência à compressão e esclerometria.
86
Tabela 3.40 – Composições dos concretos (VALCUENDE, PARRA E FERRER, 2009)
Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4 Mistura 1 Mistura 2 Mistura 3 Mistura 4
S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42
Cimento (kg/m3) 275 325 325 400 275 325 325 400 Pó de cálcario (kg/m3) 211,67 197,6 197,6 180,09 170,45 166,75 166,75 162,17 Total de finos (kg/m3) 486,67 522,6 522,6 580,09 445,45 491,75 491,75 562,17 Água (l/m3) 178,75 178,75 178,75 180 178,75 178,75 178,75 180
a/c 0,65 0,55 0,55 0,45 0,65 0,55 0,55 0,45
a/f 0,37 0,34 0,34 0,31 0,40 0,36 0,36 0,32
Agregado graúdo de calcário 12mm (kg/m3) 816,06 797,94 797,94 769,43 816,3 798,44 798,44 769,92 Areia grossa 4mm (kg/m3) 190,97 373,39 373,39 540,05 954,93 933,98 933,98 900,68 Areia fina (kg/m3) 720,9 528,67 528,67 339,84 - - - - Superplastificante (kg/m3) 4,68 5,2 4,88 6,0 1,93 2,28 1,63 2,0 Abatimento (mm) - - - - 140 ± 5 Espalhamento (mm) 690 700 640 650 - - - -
87
Para os ensaios de resistência à compressão ao longo de sua altura, os pilares
foram cortados em 10 partes iguais para obter exemplares cúbicos de 150 mm de
lado. Nas figuras 3.28 e 3.29 são apresentados os resultados de resistência à
compressão dos cubos em função da posição no pilar de onde foram extraídos, como
porcentagem da resistência à compressão do cubo extraído da base do pilar.
Figura 3.28 – Resistências à compressão ao longo dos pilares de CAA - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de Valcuende, Parra e Ferrer (2009).
Figura 3.29 – Resistências à compressão ao longo dos pilares de concreto vibrado - Gráficos plotados a partir dos resultados dos estudos de
Valcuende, Parra e Ferrer (2009).
88
Constatou-se que a resistência à compressão do concreto diminuiu em direção
ao topo, sendo a diferença nos pilares de concretos auto-adensáveis menor daquela
observada nos de concretos vibrados. A diferença entre as resistências dos concretos
no topo e no fundo variou de 1,7% a 5,8% nos pilares de concretos auto-adensáveis e
de 5,4% a 14,5% nos de concretos vibrados e, particularmente nos pilares de
concretos vibrados, essa diferença tendeu a ser maior com o aumento da relação
água/cimento dos concretos.
Os ensaios de porosidade e de esclerometria também evidenciaram maior
homogeneidade ao longo da altura no pilar de concreto auto-adensável.
De acordo com Valcuende, Parra e Ferrer (2009), a melhor homogeneidade do
CAA pode ser explicada pela menor exsudação nestes tipos de concretos, uma vez
que um maior teor de água na estrutura do concreto pode enfraquecer a interface
pasta agregado, diminuindo a resistência à compressão no topo dessas peças.
3.3. ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO
A aderência entre as barras de armadura e o concreto é o fenômeno de
interação entre os dois materiais que possibilita o uso do concreto armado como
material estrutural e o seu estudo é importante para que se possa entender o
comportamento das estruturas de concreto armado. No estado limite de serviço, a
aderência aço-concreto influencia abertura e espaçamento de fissuras e deformações,
enquanto no estado limite último ela está ligada à resistência de ancoragens e
emendas de armaduras e à capacidade de rotação plástica dos elementos estruturais.
Segundo Valcuende e Parra (2009), as forças são transferidas entre os dois
materiais a partir de ações físico-químicas (adesão) e mecânicas (atrito, interação
entre “dentes” de concreto e nervuras, indentações ou mossas), que são ativadas nos
vários estados de tensões. De maneira geral, a importância dessas ações para
quantificar a resistência de aderência depende das características das barras de aço e
89
do concreto que as envolve e do estado de tensões nesses materiais, mas há outros
aspectos que afetam a aderência e que levam à ruptura por arrancamento da barra ou
por fendilhamento do concreto (fib, 2000).
A aderência depende da superfície das barras de aço (lisa ou provida de
nervuras, indentações ou mossas) e, no caso das barras com nervuras, depende do
índice de aderência, fR=AR/(πφsR), onde AR é a área de projeção de uma nervura na
seção da barra, φ é o diâmetro da barra e sR a distância entre nervuras.
As características do concreto fresco e endurecido (comportamento no estado
multiaxial de tensões), que dependem dos tipos e proporções de seus materiais
constituintes (granulometria dos agregados, cimento, adições, aditivos, etc.), são
também de fundamental importância na aderência aço-concreto. As características do
concreto fresco estão relacionadas com os efeitos da posição da barra de aço no
elemento estrutural e direção em relação à direção da concretagem na aderência.
Esses efeitos decorrem do adensamento, da exsudação e assentamento do concreto,
que podem gerar acúmulo de ar e água embaixo das barras de armadura
perpendiculares à direção da concretagem (principalmente nas barras situadas na
região superior de elementos estruturais mais altos) e sob as nervuras das barras
paralelas à direção de concretagem, criando uma zona de aderência de qualidade
inferior (fib, 2000). Esses efeitos levam à definição de zonas de boa e má aderência.
A existência de estribos (armadura transversal à barra) afeta positivamente a
resistência de aderência, pois resistem às tensões de tração que se desenvolvem em
direção transversal à das barras quando elas são solicitadas e podem propiciar
confinamento. O confinamento passivo provido por estribos e o concreto que envolve
as barras favorece particularmente a aderência quando a ruptura da aderência se dá
por fendilhamento. Espaçamento, diâmetro e cobrimento das barras são fatores que
também infuenciam a resistência de aderência.
O concreto auto-adensável pode levar vantagem em relação ao concreto
vibrado, uma vez que ele tende a gerar um menor índice de vazios, aumentando a
90
área de contato do concreto com a barra de armadura, e a propiciar maior
homogeneidade ao longo da altura dos elementos. Nos concretos vibrados, excessiva
vibração acarreta segregação e exsudação e vibração insuficiente leva a maior teor de
ar aprisionado (VALCUENDE e PARRA, 2009).
Diferentes métodos de ensaio têm sido adotados para analisar a aderência
entre armadura passiva e concreto, sendo que dois deles foram padronizados pela
RILEM (1983, 1982); um de tração (ensaio de arrancamento, pull-out test) e um de
flexão (ensaio de viga, beam test). Desses ensaios, é obtida a relação entre tensão de
aderência média (força na barra dividida pela área superficial de um cilindro com
diâmetro igual ao nominal da barra, chamada área nominal de aderência) e o
deslizamento relativo entre aço e concreto, a partir da qual pode-se obter a tensão de
aderência relativa a determinado deslizamento, e a resistência de aderência (valor
máximo de tensão de aderência média).
Ao comparar resistências de aderências obtidas, é comum usar a forma
adimensional fb/fc ou, visando levar em conta a importância da resistência à tração do
concreto (fct ~ k fcn, com n em torno de 0,5 ou 0,6) na aderência, a chamada tensão de
aderência normalizada, igual à resistência de aderência dividida por fc0,5. Entretanto,
há questionamentos com relação a considerar essa relação para qualquer
comprimento de aderência e concretos de qualquer resistência, pois a tensão de
aderência tende a ser mais uniforme ao longo de comprimentos de aderência menores
e para concretos de menor resistência, além de poder-se ter diferentes relações entre
fc e fct em função do valor de fc e da idade. Assim, para maiores comprimentos de
aderência, a relação fb/fc0,5 para o caso de concretos de alta resistência pode ser
menor que para o de concretos de baixa resistência (Esfahani, Lachemi e Kianoush,
2008).
Para verificar a aderência de armadura ativa, existe o ensaio padronizado da
RILEM (1979), que fornece o comprimento de transferência e o deslizamento entre
armadura e concreto na extremidade do elemento. Nos Estados Unidos da América
91
são adotados três tipos de ensaios de aceitação de cordoalhas baseados na
aderência: ensaio de arrancamento individual de várias cordoalhas imersas em um
mesmo bloco de concreto (Moustafa test ou large block pull-out test, recomendado
pelo Precast/Prestressed Concrete Institute) e ensaios de arrancamento de cordoalha
imersa em argamassa (PTI bond test e NASP Bond test, indicados por Post-tensioning
Institute e North America Strand Producers, respectivamente). Segundo relatório do
Transportation Research Board of the National Academies (2008), o ensaio NASP, que
pode ser modificado usando-se concreto em vez de argamassa, é o que apresenta
melhor repetitividade e reprodutividade.
3.3.1 – Aderência entre CAA e aço de armadura passiva
Nas paredes moldadas por Khayat, Manai e Trudel (1997) citadas no item 3.2,
nos mesmos 4 níveis ao longo da altura de onde foram retirados testemunhos de
concreto (a 70 mm, 520 mm, 970 mm e 1420 mm da base), foram posicionadas 3
barras de aço nervuradas com 20 mm de diâmetro, cobrimento mínimo de 60 mm,
espaçadas de 20 mm e comprimento embutido no concreto de 50 mm, que foram
submetidas a ensaio de arrancamento.
A figura 3.30 apresenta os resultados da resistência de aderência média
normalizada, considerando a resistência à compressão do concreto in loco obtida do
ensaio de testemunhos, das barras posicionadas em diferentes níveis, para o caso dos
concretos de referência (sem aditivos superplastificante e modificador de viscosidade
e adições e vibrado) e auto-adensáveis com dimensão máxima de agregado de 20
mm. Estes resultados são mostrados na figura 3.30 como porcentagem do resultado
obtido nas barras mais próximas da base da parede. Essa figura evidencia a influência
dos aditivos e adições nessas relações.
Nas paredes de concretos com dimensão máxima de agregado de 10 mm
(figura 3.31), constatou-se menor variação da resistência de aderência ao longo da
92
altura das paredes que nas paredes de concretos com dimensão máxima de agregado
de 20 mm.
Figura 3.30 - Resistências de aderência normalizadas ao longo da altura das paredes de concretos com dmáx=20mm - Gráficos plotados a partir dos resultados dos ensaios de
Khayat, Manai e Trudel (1997).
Figura 3.31 - Resistências de aderência normalizadas ao longo da altura das paredes de CAA com dmáx=10mm e de concreto vibrado (dmáx=20mm), gráficos plotados a partir dos resultados
dos ensaios de Khayat, Manai e Trudel (1997).
93
Em outro estudo, Khayat (1998) constatou que, tanto em concretos fluidos
vibrados (abatimento de tronco de cone em torno de 200 mm) quanto em CAA, a
inclusão de adequada combinação de aditivo modificador de viscosidade e
superplastificante leva à redução de exsudação, segregação e assentamento do
concreto, acarretando menor diferença entre resistência de aderência de barras de
aço nervuradas com 25 mm de diâmetro situadas na direção horizontal perto do topo e
da base de elementos com 500 mm, 700 mm e 1100 mm de altura concretados na
posição vertical.
Sonebi et al. (2000), adotando os concretos descritos no item 3.1.2, fez ensaios
de arrancamento em prismas de seção transversal quadrada com dimensão de
100mm e comprimento de 150mm, segundo procedimentos da RILEM, de barras
nervuradas com diâmetros de 12 mm e 20 mm com 120mm embutidos no concreto,
obtendo sempre ruptura por fendilhamento do concreto. Para os concretos de baixa
resistência, a resistência de aderência normalizada dos CAA foi cerca de 10% maior
que a do concreto vibrado; para os de alta resistência essa diferença variou entre 18%
e 38%.
Chan, Chen e Liu (2003) realizaram estudo sobre aderência em paredes
armadas de 1200 mm de altura, 1000 mm de largura e 300mm de espessura, feitas de
concretos vibrado e auto-adensável com resistência à compressão aos 28 dias de 33,2
MPa e 47,6 MPa, respectivamente. As barras nervuradas (diâmetro não informado)
para o teste de arrancamento foram instaladas horizontalmente a 200 mm, 500 mm e
800 mm de distância da base da parede, a cerca de 200 mm da borda livre e a 190
mm uma da outra.
Os exemplares produzidos com CAA foram concretados verticalmente e em
apenas uma camada, sendo o concreto lançado por um lado. Os moldados com
concreto vibrado foram concretados em cinco ou seis camadas, utilizando vibração
intensa em cada uma delas. Após a concretagem, cada exemplar foi selado com filme
plástico para a cura e após quatro dias esses exemplares foram sujeitos a cura ao ar.
94
Para os concretos, foram utilizados escória de alto forno, cinza volante e
cimento ASTM Tipo 1 como aglomerantes, areia natural de rio e cascalho como
agregados miúdos e graúdos, respectivamente. As composições dos dois concretos e
suas características no estado fresco são mostradas nas tabelas 3.41 e 3.42,
respectivamente. Na tabela 3.41, pode-se observar que a dimensão máxima do
agregado graúdo do CAA (13 mm) era diferente daquela do concreto vibrado (20 mm).
Tabela 3.41 – Composição dos concretos (CHAN, CHEN e LIU, 2003)
REF CAA
Água (kg/m3) 195 175 Cimento ASTM Tipo 1 (kg/m3) 329 220 Cinza volante (kg/m3) 28 44 Escória de alto forno (kg/m3) 113 176
Total de finos 470 440
Areia (kg/m3) 721 959 Agregado 20 mm (*13 mm) (kg/m3) 946 790* Superplastificante (kg/m3) - 4,0 Agente modificador de viscosidade (kg/m3) - 0,018 Plastificante (kg/m3) 2,82 -
a/c 0,59 0,80
a/f 0,41 0,40
Tabela 3.42 – Propriedades dos concretos no estado fresco (CHAN, CHEN e LIU, 2003)
CAA REF
Tempo após a mistura (minutos) 0 60 60
Abatimento (mm) 270 275 210
Espalhamento (mm) 660 705 320
Para resistência de aderência foi adotado o valor relativo ao deslizamento entre
aço e concreto de 0,25 mm. Os resultados obtidos levaram à conclusão de que, depois
de 7 dias de idade, as resistências à compressão e de aderência do CAA foram
95
maiores que as do concreto de referência e que a variação da resistência de aderência
ao longo da altura dos elementos foi menor no CAA.
Soylev e François (2006) fizeram ensaios de arrancamento de barras lisas com
diâmetro de 10 mm e 50 mm de comprimento de aderência, posicionadas na direção
horizontal, em blocos que foram extraídos de diferentes alturas (100 mm a 1900 mm)
de painéis (dimensões de 200 mm, 150 mm e 2000 mm) concretados na direção
vertical com 5 tipos de concretos, sendo 3 vibrados e 2 auto-adensáveis. Corpos-de-
prova cilíndricos de 110mm de diâmetro e 220mm de altura foram moldados para
determinar as resistências à compressão e à tração aos 28 dias de idade. O concreto
SCC40 tinha pó de calcário, o SCC50 sílica ativa e os demais concretos apenas
cimento como material fino, a relação água/aglomerante variou de 0,39 a 0,75 e
diferentes aditivos foram usados, sendo que nos auto-adensáveis foram usados
superplastificante e modificador de viscosidade. As composições e características nos
estados fresco e endurecido são dadas nas tabelas 3.43 e 3.44. Os painéis de
concreto vibrado foram concretados em 5 camadas recebendo vibração interna em
cada camada. Todos os painéis foram desmoldados após 6 dias e deixados em
ambiente com 100% de umidade relativa até o momento dos ensaios (28 dias de
idade).
Os diferentes materiais e proporções usados nos concretos tornam difícil o
estabelecimento de influências individuais na resistência de aderência. Entretanto, as
curvas que relacionam as resistências de aderência com a altura de concreto por
baixo das barras (figura 3.32), resultantes de ajuste feito pelos autores do estudo aos
resultados obtidos, mostram a tendência de maior influência dessa altura nos
concretos de menor resistência e vibrados. Segundo os autores do estudo, os maiores
valores de resistência de aderência ocorreram para os casos de altura de concreto por
baixo das barras de até 40 cm.
96
Tabela 3.43 – Composições dos concretos (SOYLEV e FRANÇOIS, 2006)
CONCRETOS C20 C40 SCC40 C50 SCC50 Cimento CEM I 52,5 CP2 (kg/m3) 304 365,5 - 430 450 Cimento CEM I 52,5 PM ES CP2 (kg/m3) - - 310 - - Sílica ativa (kg/m3) - - - - 30 Pó de calcário (kg/m3) - - 140 - - Areia natural 3.15R (kg/m3) - - 490 - - Areia natural 0/4 C (kg/m3) - - 330 - - Areia natural 0/4 R (kg/m3) - - - - 728 Areia natural 0/5 R (kg/m3) 990 736 - 780 - Agregado graúdo 4/10 C (kg/m3) - - 460 - - Agregado graúdo 4/10 R (kg/m3) - - - - 992 Agregado graúdo 10/14 C (kg/m3) - - 360 - - Agregado graúdo 5/15 R (kg/m3) 862 1117 - 1020 - Água (kg/m3) 229 195 186 167 186,9
a/c 0,75 0,53 0,60 0,39 0,42 a/f 0,75 0,53 0,41 0,39 0,39 Plastificante Viscocrete 2100 (kg/m3) - - - - 3,84 Superplastificante Viscocrete 3010 (kg/m3) - - 4,05 - 7,68 Plastificante HP (kg/m3) - - 1,8 - - Aditivo modificador de viscosidade Sikatell 200 (kg/m3) - - 1,28 - - Superplastificante Glénium 27 (kg/m3) - - - 8,6 -
Tabela 3.44 – Características dos concretos (SOYLEV e FRANÇOIS, 2006)
CONCRETOS C20 C40 SCC40 C50 SCC50
Abatimento (cm) 15,8 7,6 - 23,0 - Espalhamento (cm) - - 63,0 - 60,0 fc,28 (MPa) 27,4 45,8 43,9 55,4 57,1 fct,28 (MPa) 3,0 3,8 3,4 4,4 5,1
97
Figura 3.32 – Resistências de aderência em função da altura do concreto por baixo das
barras quando da concretagem (SOYLEV e FRANÇOIS, 2006, p.214).
Almeida Filho (2006) fez ensaios de arrancamento, segundo procedimentos da
RILEM, de barras com diâmetro Ø de 10mm e 16mm embutidas em cilindros de
diâmetro 10Ø confeccionados com concretos vibrados e auto-adensáveis com
resistência à compressão de cerca de 30 MPa e 60 MPa. Os comprimentos de
ancoragem eram de 5Ø. Os CAA tinham superplastificante e pó de calcário ou pó de
calcário e sílica ativa como adições. As composições e propriedades dos concretos
encontram-se nas tabelas 3.45 e 3.46, respectivamente.
Os ensaios dos cilindros de controle do concreto e de arrancamento (barras na
direção da de concretagem) foram feitos aos 7 dias de idade para o caso dos
concretos de menor resistência e aos 14 dias de idade para o dos concretos de maior
resistência.
Nos ensaios de arrancamento dos espécimes de concreto de baixa resistência,
a menos de uns poucos casos, a ruptura ocorreu por arrancamento. Nos de concreto
de alta resistência, a ruptura se deu sempre por fendilhamento.
98
Tabela 3.45 – Composição dos concretos (ALMEIDA FILHO, 2006)
CONCRETOS REF1 REF 2 CAA1 CAA2
Água (kg/m3) 260,8 227 273,6 214,3
Cimento (kg/m3) 365,3 488,3 338,8 368,6
Pó de calcário (kg/m3) - - 101,6 147,5
Sílica ativa (kg/m3) - - - 36,9
Total de finos 365,3 488,3 440,4 553
Areia fina (kg/m3) 883,9 766,6 854,8 815,3
Agregado graúdo 12,5mm (kg/m3) 942,3 942,4 919,1 876,7 Superplastificante/cimento (%) - - 0,40 0,75 a/c 0,71 0,46 0,81 0,58 a/f 0,71 0,46 0,62 0,39
Tabela 3.46 – Propriedades dos concretos no estado fresco e endurecido (ALMEIDA FILHO, 2006)
CONCRETOS REF1 REF2 CAA1 CAA2
Abatimento (mm) 240 90 - - Espalhamento (mm) - - 675 740
fc,7 (MPa) 32 - 30,1 -
fct,7 (MPa) 2,18 - 2,45 -
Ec,7 (GPa) 27,2 - 27,9 -
fc,14 (MPa) - 61 - 57
fct,14 (MPa) - 3,45 - 3,71
Ec,14 (GPa) - 32,6 - 32,7
Na tabela 3.47 são apresentadas as tensões de aderência correspondentes à
média das relativas aos deslizamentos de 0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb) e as
resistências de aderência (fb), além da resistência de aderência normalizada (fb/fc1/2).
Na tabela 3.47 e na figura 3.33, pode-se verificar que, nos concretos de menor
resistência à compressão, a resistência de aderência dos CAA foi maior que a dos
vibrados e diminuiu com o aumento do diâmetro da barra de aço, o que não aconteceu
nos grupos de concretos de maior resistência à compressão.
99
Tabela 3.47 – Tensões de aderência (ALMEIDA FILHO, 2006)
CONCRETO REF 1 REF 2 CAA 1 CAA 2
fc (MPa) 32,0 61,0 30,1 57,0
φφφφ (mm) 10 16 10 16 10 16 10 16
τb (MPa) 6,48 5,48 6,14 4,59 8,05 6,09 5,25 4,94
fb (MPa) 11,6 10,8 17,1 21,9 14,3 12,9 18,1 19,2
fb/fc1/2 2,05 1,91 2,19 2,80 2,61 2,35 2,40 2,54
Figura 3.33 - Valores de fb em função do diâmetro das barras e do tipo de concreto - Gráfico
plotado a partir dos resultados dos ensaios de Almeida Filho (2006). .
Nos ensaios dos espécimes de concretos vibrados e de CAA de menor
resistência, o deslizamento entre aço e concreto correspondentes à tensão igual a fb
foi da ordem de 1mm, enquanto nos de concretos de maior resistência foi da ordem de
1,5mm (REF2) e de 2mm (CAA2). Segundo os autores do estudo, os espécimes de
concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma resistência à compressão
apresentaram comportamento semelhante.
Castel et al. (2006) fizeram ensaios de arrancamento, segundo procedimentos
da RILEM, em barras lisas e nervuradas de 12 mm de diâmetro, com comprimentos
de 60mm embutidos em blocos produzidos com dois tipos de concretos vibrados e
100
dois tipos de auto-adensáveis. Os auto-adensáveis tinham pó de calcário,
superplastificante e modificador de viscosidade e dimensão máxima de agregado de
14 mm, enquanto os vibrados não tinham pó de calcário e aditivos, tinham dimensão
máxima de agregado de 20 mm e relação água/cimento menor que a dos auto-
adensáveis. Corpos de prova cilíndricos de 110 mm de diâmetro e 220 mm de altura
foram concretados para verificar as características dos concretos no estado
endurecido. Todos os espécimes foram desmoldados depois de 24h e deixados em
laboratório (20ºC e 60% de umidade relativa do ar) por 28 dias. As composições e
propriedades dos concretos nos estados fresco e endurecido estão nas tabelas 3.48 e
3.49, respectivamente.
Tabela 3.48 – Composições dos concretos (CASTEL et al., 2006)
CONCRETOS CAA25 CAA40 REF25 REF40 Cimento CEM II 32,5 R (kg/m3) 315 - 350 - Cimento CEM I 52,5 N (kg/m3) - 350 - 425 Pó de calcário (kg/m3) 160 130 - - Areia 0/4 (kg/m3) 811 857 770 710 Seixo rolado 4/10 (kg/m3) - - 325 530 Brita 10/14 (kg/m3) - - 840 530 Brita 6,3/20 (kg/m3) 792 742 - - Água (kg/m3) 208,8 211 175 185
a/c 0,66 0,60 0,50 0,44 a/f 0,44 0,44 0,50 0,44 Superplastificante (kg/m3) 5 7,7 - - Aditivo modificador de viscosidade (kg/m3) 0,5 0,5 - -
Tabela 3.49 – Características dos concretos (CASTEL et al., 2006)
CONCRETOS CAA25 CAA40 REF25 REF40 Abatimento (mm) - - 65 40 Espalhamento (mm) 680 a 700 680 a 700 - - Caixa-L 0,89 0,94 - -
fc,28 (MPa) 30 43,7 34,4 48,8 fct,28 (MPa) 2,8 3,4 3,2 4,1
101
Alguns blocos de concreto foram cortados das extremidades de espécimes de
maior comprimento, que foram moldados na posição vertical ou horizontal, visando
verificar a influência na aderência da direção das barras com relação à da
concretagem. Os outros blocos foram cortados das laterais de paredes com 1100 mm
de altura concretadas na posição vertical, visando verificar a influência na aderência
da posição das barras dispostas perpendicularmente à direção da concretagem e em
diferentes níveis ao longo da altura quando da concretagem.
Os resultados de todos os concretos mostraram maior resistência de aderência
quando as barras não estavam em direção perpendicular à de concretagem. Para as
barras posicionadas na direção perpendicular à da concretagem, a resistência de
aderência diminuiu com o aumento da altura de concreto por baixo das barras por
ocasião da concretagem das paredes, verificando-se maior diminuição a partir do
trecho entre 200 mm e 300 mm acima da base das paredes e nas barras lisas. Em
comparação com os vibrados de resistência semelhante, os auto-adensáveis
apresentaram resistência de aderência semelhante ou maior, para os dois tipos de
barras usados.
Desnerck, Taerwe e De Shutter (2007) estudaram a aderência de barras
nervuradas com diâmetro de 20 mm e comprimentos de 5Ø (100 mm) e 10Ø (200 mm)
embutidos no concreto, utilizando o ensaio de viga da RILEM. Nas vigas, utilizaram-se
um concreto vibrado e dois CAA (os dois com pó de calcário e um com mesma relação
água/cimento que o vibrado e outro com essa relação maior). As composições dos
concretos encontram-se na tabela 3.50 e as propriedades no estado fresco e no
estado endurecido aos 28 dias são apresentadas na tabela 3.51.
Os espécimes foram mantidos à temperatura de 20ºC e umidade relativa de
95% e após três dias foram desmoldados e mantidos nas mesmas condições até o
momento do ensaio.
102
Tabela 3.50 – Composições dos concretos (DESNERCK, TAERWE e DE SHUTTER, 2007)
REF 1 CAA 1 CAA 2 Cimento CEM I 52,5 N (kg/m3) 360 360 300 Areia natural 0/4 mm (kg/m3) 640 853 853 Cascalho 2/8 mm (kg/m3) 462 263 263 Cascalho 8/16 mm (kg/m3) 762 434 434 Pó de calcário (kg/m3) - 240 300 Água (kg/m3) 165 165 165 Superplastificante - 3,1 2,4
a/c 0,46 0,46 0,55
Tabela 3.51 – Propriedades dos concretos (DESNERCK, TAERWE e DE SHUTTER, 2007)
REF 1 CAA 1 CAA 2 Abatimento (mm) 50 - - Espalhamento (mm) - 715 635 fc (MPa) 53,5 67,8 58,5 fct,fl (MPa) 6,3 7,3 6,4 fct (MPa) 3,8 4,6 3,9 Ec (GPa) 39,2 42,0 40,8
Na tabela 3.52 são apresentadas as tensões de aderência correspondentes à
média das relativas aos deslizamentos de 0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb ) e as
resistências de aderência (fb), além da resistência de aderência normalizada (fb/fc1/2).
As resistências de aderência obtidas nos ensaios foram maiores nos CAA. Nas
vigas com comprimento de aderência de 10Ø, a ruptura por aderência se deu com
escoamento das barras. Em todos os casos, para tensão de aderência máxima o
deslizamento foi cerca de 0,6 mm.
Tabela 3.52 – Tensões de aderência (DESNERCK, TAERWE e DE SHUTTER, 2007)
REF 1 CAA 1 CAA 2
Comprimento de ancoragem 5 Ø 10 Ø 5 Ø 10 Ø 5 Ø 10 Ø τb (Mpa) 13,0 13,4 15,2 >13,4 13,5 13,8 fb (Mpa) 19,4 18,3 23,5 > 19,5 21,5 19,7
fb/fc1/2 2,65 2,5 2,85 - 2,81 2,58
103
O estudo de Khayat, Attiogbe e See (2007) objetivou analisar a aderência de
barras de aço nervuradas com 20 mm de diâmetro imersas em dois tipos de concretos
muito fluidos vibrados e três auto-adensáveis a serem usados em elementos pré-
fabricados submetidos a cura ao ar ou no vapor. As barras de aço foram colocadas, na
posição horizontal, em elementos de 1540 mm de altura, 1100 mm de largura e 200
mm de espessura, posicionadas a 125 mm, 155 mm, 985 mm e 1415 mm da base, a
125 mm das faces e com 200 mm entre elas. Visava-se a resistência à compressão de
40 MPa na idade de 1 dia e de 50 MPa aos 28 dias.
As composições dos concretos encontram-se na tabela 3.53. Nela observa-se
que foram usados 2 tipos diferentes de superplastificante e de modificador de
viscosidade, cimento e cinza volante (20%) como materiais finos (relação água/finos
de 0,37), dimensão máxima de agregado de 14 mm e relação areia/agregado total de
0,55. Os concretos fluidos continham apenas um tipo mais antigo de superplastificante
(Tipo 1), enquanto os auto-adensáveis, a menos de um (o designado 6), tinham
superplastificante e modificador de viscosidade. As propriedades dos concretos
frescos e endurecidos constam da tabela 3.54.
As paredes foram concretadas na direção vertical, em 3 (concretos vibrados)
ou 2 camadas (concretos auto-adensáveis). As curadas ao ar ficaram na forma por
22h, ficando depois sob condições do laboratório (temperatura em torno de 20oC e
umidade em torno de 60%). As curadas sob vapor ficaram nas condições-ambiente
por 2h; nas 3h seguintes a temperatura foi aumentada até 60oC, diminuindo nas 5h
subseqüentes até a temperatura ambiente. Os cilindros–padrão para controle do
concreto foram submetidos às mesmas condições que as paredes. Testemunhos
foram também retirados das paredes, nos mesmos níveis onde se encontravam as
barras de aço (28 dias de idade).
104
Tabela 3.53 - Composições dos concretos (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007)
CONCRETOS
Fluidos Auto-adensáveis
1R Ar
2 Vapor
3 Vapor 4-Ar 5-Ar 6-Ar
Cimento tipo III (kg/m3) 377 371 363 380 382 386
Cinza volante (kg/m3) 94 93 91 94 94,5 96
Agregado graúdo 5 a 14 mm (kg/m3) 972 957 743 776 780 789
Areia (kg/m3) 754 742 909 949 966 966
Água (kg/m3) 174 172 168 175 176 178 a/c 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 0,46 a/f 0,37 0,37 0,37 0,37 0,37 0,37
Superplastificante - 1 (ml/m3) 1581 2167 3078 - - -
Superplastificante - 2 (ml/m3) - - - 2825 3371 2695 Aditivo modificador de viscosidade - 1 (ml/m3) - - 2066 2157 - - Aditivo modificador de viscosidade - 2 (ml/m3) - - - - 1865 -
Tabela 3.54 - Propriedades dos concretos (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007)
CONCRETOS Fluidos Auto-adensáveis
1R - Ar 2 - Vapor 3 - Vapor 4 - Ar 5 - Ar 6 - Ar Abatimento (mm) 230 230 - - - - Espalhamento (mm) - - 675 700 700 720
fc,1 (MPa) 37 42 40 42 41 40 fc,28 (MPa) 56 52 51 56 59 59
A figura 3.34 apresenta as relações entre resistências à compressão aos 28
dias obtidas dos ensaios de testemunhos e de cilindros-padrão, em função da
distância da posição de onde foram retirados os testemunhos à base das paredes.
Nela constata-se que, dos concretos curados ao ar (1R, 4, 5 e 6), o vibrado foi o que
teve menores valores para essas relações, que houve tendência de ter-se maiores
valores para posições intermediárias ao longo da altura das paredes e menores para
as posições no topo e que as relações dependem não só do tipo de cura mas também
da combinação de aditivos adotada na composição dos concretos.
105
Figura 3.34 - Relações entre as resistências à compressão aos 28 dias obtidas dos ensaios de testemunhos e de cilindros-padrão em função da distância da posição de onde foram retirados
os testemunhos à base das paredes (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 43).
Na figura 3.35 são mostradas as relações entre as resistências de aderência
das barras junto à base das paredes e das barras ao longo da altura das paredes para
a idade de 1 dia, e na figura 3.36 as relações entre essas relações normalizadas
considerando a resistência à compressão do concreto in situ, para a idade de 28 dias.
Figura 3.35 - Relações entre as resistências de aderência das barras junto à base das paredes
e das barras ao longo da altura das paredes, para a idade de 1 dia (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 43)
Na figura 3.36 nota-se maior diferença entre as resistências de aderência
normalizadas das barras junto à base e ao topo nas paredes dos concretos com cura
sob vapor. Nos casos de cura ao ar, a diferença depende da combinação de aditivos,
podendo ser maior ou menor que a do concreto de referência.
106
Figura 3.36 - Relações entre as resistências de aderência normalizadas das barras junto à
base das paredes e das barras nas outras posições, considerando a resistência à compressão do concreto in situ, para a idade de 28 dias (KHAYAT, ATTIOGBE e SEE, 2007, p. 44)
Esfahani, Lachemi e Kianoush (2008) analisaram a resistência de aderência de
barras com 25 mm de diâmetro em concretos auto-adensável e vibrado com
resistência à compressão de cerca de 60 MPa aos 28 dias. Os ensaios de
arrancamento foram feitos em barras na direção horizontal situadas em três diferentes
níveis ao longo da altura de espécimes com 900mm de altura, 200 mm ou 300 mm de
largura e 100 mm de espessura (comprimento de aderência). Para cada tipo de
concreto, dois grupos de espécimes foram produzidos; num o cobrimento das barras
junto à base e ao topo era de 40 mm e o das barras a meia altura era de 30 mm, e no
outro, esses cobrimentos eram de 60 mm e 50 mm (espécimes de maior largura),
respectivamente.
Os concretos estudados tinham relação a/c semelhantes e os mesmos
materiais, mudando apenas a sua proporção, com exceção do superplastificante e
agente modificador de viscosidade que foram usados apenas no concreto auto-
adensável. As composições dos concretos, características no estado fresco e
resistência à compressão aos 28 dias são mostradas na tabela 3.55.
107
Tabela 3.55 – Composições e propriedades dos concretos (ESFAHANI, LACHEMI e KIANOUSH, 2008)
REF CAA
Água (kg/m3) 202 180 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 481 450 Areia 2,5mm (kg/m3) 641 1050 Seixo rolado 12,5mm (kg/m3) 1015 715 Superplastificante (l/m3) - 6,92 Modificador de viscosidade (% de C) - 0,062
a/c 0,42 0,40
Abatimento (mm) 70 - Espalhamento (mm) - 600
fc,28 (MPa) 58 ou 61 62 ou 68
Após a concretagem, os exemplares foram cobertos com plástico e tecido
molhado por 24 horas. Depois foram deixados em uma câmara com temperatura de
aproximadamente 23ºC e 100% de umidade relativa até a realização dos ensaios.
Em todos os ensaios ocorreu ruptura por fendilhamento; os valores de fb e de
fb/(fc1/2) obtidos estão na tabela 3.56, sendo os valores de fc os obtidos dos ensaios de
controle padronizados.
Em face do tipo de ruptura apresentado, maiores cobrimentos das barras num
determinado nível levaram a maior resistência de aderência e menor diferença entre
essas resistências para as barras na base e no topo (figura 3.37). A diferença entre as
resistências de aderência referentes às barras da base e do topo foi maior nos
concretos auto-adensáveis (52% e 29%) do que nos concretos vibrados (44% e 14%).
108
Tabela 3.56 – Resistências de aderência obtidas por Esfahani, Lachemi e Kianoush, 2008
REF
Ensaio fc (MPa) Posição fb (MPa) fb /(fc1/2)
REF 1 58 Base 7,70 1,01 Meio 7,88 1,04
Topo 4,34 0,570
REF 2 61 Base 9,88 1,27
Meio 11,26 1,44
Topo 8,53 1,09
CAA
Ensaio fc (MPa) Posição fb (MPa) fb /(fc1/2)
CAA 1 62 Base 8,29 1,05
Meio 8,24 1,05
Topo 3,96 0,503
CAA 2 68 Base 9,85 1,19
Meio 11,60 1,41
Topo 7,00 0,849
Figura 3.37 – Valores de resistência de aderência normalizada em função da posição das
barras ao longo da altura, gráficos plotados a partir dos resultados dos ensaios de Esfahani Lachemi e Kianoush. (2008).
109
O estudo de Valcuende e Parra (2009) envolveu quatro tipos de concreto auto-
adensáveis e 4 tipos de concretos vibrados (concretos de referência) com três
diferentes relações a/c e dois tipos de cimento com adições, conforme mostrado na
tabela 3.57. A abreviação utilizada identifica o tipo de concreto: concreto vibrado (N)
ou auto-adensável (S), relação a/c (0,65, 0,55 ou 0,45) e resistência do cimento (32
MPa ou 42 MPa). Os concretos vibrados e os auto-adensáveis de mesma relação
água/cimento tinham iguais teores de água (mantido constante em todos os
concretos), cimento e agregado graúdo e agregado total, mas o agregado miúdo dos
auto-adensáveis era constituído de partes grossa e fina (19,2% de partículas com
dimensão máxima de 0,063 mm), enquanto os vibrados tinham apenas areia grossa.
As características dos concretos auto-adensáveis no estado fresco são
mostradas na tabela 3.58; os concretos vibrados foram ajustados para ter um
abatimento de tronco de cone de (140±5) mm.
Foram feitos ensaios de arrancamento, segundo procedimento da RILEM, de
barras de aço com 16 mm de diâmetro embutidas em corpos de prova cúbicos com
dimensão de 200 mm, em direção perpendicular à de concretagem. Além desses,
foram realizados ensaios de arrancamento de barras com 12 mm de diâmetro com 60
mm embutidos em direção perpendicular à de concretagem de espécimes cúbicos
com dimensão de 150 mm, retirados de diferentes alturas de pilares com seção
quadrada de 150 mm e altura de 1500 mm. Foram produzidos dois espécimes para
cada tipo de concreto e todos foram desmoldados após 24 horas da concretagem e
curados à temperatura de 20°C e umidade relativa de 95%. Corpos-de-prova
cilíndricos de 150 mm de diâmetro e 300 mm de altura foram moldados em cada
betonada para ensaios de resistências à compressão e à tração aos 28 dias e 90 dias.
Os resultados dos ensaios são apresentados na tabela 3.59. Nela constam,
além das resistências à compressão e à tração do concreto dos espécimes, as
tensões de aderência correspondentes à média das relativas aos deslizamentos de
0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb ) e as resistências de aderência (fb).
110
Tabela 3.57 – Composições dos concretos (VALCUENDE e PARRA, 2009)
Mistura 1
Mistura 2
Mistura 3
Mistura 4
Mistura 1
Mistura 2
Mistura 3
Mistura 4
S-65-32 S-55-32 S-55-42 S-45-42 N-65-32 N-55-32 N-55-42 N-45-42 Cimento CEM II (kg/m3) 275,0 325,0 325,0 400,0 275,0 325,0 325,0 400,0
Água (kg/m3) 178,8 178,8 178,8 180,0 178,8 178,8 178,8 180,0
a/c 0,65 0,55 0,55 0,45 0,65 0,55 0,55 0,45 Agregado graúdo de calcário 12mm (kg/m3)
824,3 806 806 777,2 824,6 806,5 806,5 777,7
Areia grossa de calcário (kg/m3) 223,1 436,2 436,2 630,9 1115,6 1091,1 1091,1 1052,2
Areia fina de calcário (kg/m3) 892,2 654,3 654,3 420,6 - - - -
Superplastificante (kg/m3) 4,7 5,2 4,9 6,0 1,9 2,3 1,6 2,0
Tabela 3.58 – Características dos CAA no estado fresco (VALCUENDE e PARRA, 2009)
Espalhamento Funil-V
(s) T500 (s)
Espalhamento (mm)
S-65-32 3,2 690 9,9 S-55-32 3,8 700 12,1 S-55-42 3,7 640 12,0 S-45-42 5,1 650 14,6
111
A menos dos ensaios aos 90 dias dos espécimes dos concretos S-45-42 e N-
45-42, onde ocorreu ruptura por fendilhamento com escoamento das barras de aço, as
rupturas foram por arrancamento, com tensões nas barras de aço próximas da de
escoamento.
Tabela 3.59 – Resultados dos ensaios dos espécimes cúbicos de 200 mm
(VALCUENDE e PARRA, 2009)
Concreto Idade (dias)
fc (MPa)
fct (MPa)
Tensão de aderência média
Resistência de aderência
τb(MPa) τb /√fc fb(MPa) fb /√fc
S-65-32 28 30,2 2,40 11,7 2,12 18,0 3,27
90 37,3 2,82 13,5 2,20 19,6 3,53
S-55-32 28 35,8 2,73 13,6 2,27 21,7 3,62
90 44,2 3,20 16,6 2,49 25,4 3,83
S-55-42 28 50,2 3,52 17,6 2,48 28,0 3,95
90 59,5 4,14 19,1 2,47 29,5 3,82
S-45-42 28 61,2 4,09 20,1 2,64 40,0 3,83
90 69,0 4,80 22,7 2,70 32,4 3,90
N-65-32 28 27,8 2,65 8,42 1,62 15,4 3,05
90 35,5 3,20 10,7 1,80 20,3 3,40
N-55-32 28 33,8 3,08 10,7 1,82 19,2 3,39
90 43,2 3,72 12,3 1,87 21,5 3,28
N-55-42 28 42,4 3,67 12,6 1,94 23,6 3,67
90 51,7 4,29 15,9 2,21 25,7 3,80
N-45-42 28 56,5 4,22 16,2 2,33 29,7 3,81
90 63,1 4,98 19,7 2,48 31,4 3,95
Os valores de τb nos concretos auto-adensáveis foram maiores que nos
concretos de referência; entretanto, a diferença entre os dois tipos de concreto tendeu
a diminuir à medida que a resistência do concreto aumentava (figura 3.38). A diferença
entre τb/fc0,5 dos espécimes de concreto com resistência à compressão aos 28 dias na
faixa de 30MPa (N/S-65-32) foi da ordem de 31%, enquanto a dos espécimes na faixa
de 60MPa (N/S-45-42) foi 13%.
As resistências de aderência normalizadas referentes aos concretos auto-
adensáveis também foram maiores que as relativas aos concretos de referência com
112
valores de fc semelhantes e as diferenças entre elas tenderam a diminuir com o
aumento de fc (figura 3.39), mas essas diferenças não passaram de 17%.
Figura 3.38 – Tensão de aderência média normalizada em função da resistência à compressão
para a idade de 28 dias (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.167)
Figura 3.39 – Resistência de aderência normalizada em função da resistência à compressão
para a idade de 90 dias (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.167)
Em função desses resultados, os autores propuseram expressão de coeficiente
redutor do comprimento de ancoragem de barras de aço em CAA com alto teor de
finos e alta viscosidade apenas para fc ≤ 50 MPa, igual a 0,11 Ln (fc) + 0,56, com fc em
MPa.
Os resultados dos ensaios dos espécimes cúbicos de 150 mm retirados de
diferentes posições ao longo da altura dos pilares mostraram diminuição de τb e fb com
o aumento da distância dessas posições à base do pilar, havendo menor diferença
113
entre os valores relativos ao fundo e ao topo dos pilares nos casos de concretos auto-
adensáveis e nos com menor relação água/cimento. Nas figuras 3.40 e 3.41 são
mostrados os valores das relações entre a resistência de aderência dos espécimes
retirados dos diferentes níveis ao longo da altura dos pilares e a resistência de
aderência do espécime retirado do nível junto à base, para o grupo de concretos auto-
adensáveis e para o grupo de concretos vibrados. Enquanto nos CAA a perda da
resistência de aderência entre base e topo variou de 32% a 55%, nos vibrados ela
variou entre 60% e 74%.
Figura 3.40 – Resistência de aderência ao longo da altura dos pilares de concretos
auto-adensáveis (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.168)
Figura 3.41 – Resistência de aderência ao longo da altura dos pilares de concretos
vibrados (VALCUENDE e PARRA, 2009, p.168)
114
A partir desses resultados, os autores do estudo propuseram que, em vez do
valor de 1,4 comumente adotado, para levar em conta a zona de má aderência no
cálculo do comprimento de ancoragem, se adote 1,25 para barras em CAA com alto
teor de finos e alta viscosidade.
Hassan, Hossain e Lachemi (b2010) concretaram paredes densamente
armadas de 4000 mm de comprimento, 1200 mm de altura e 300 mm de espessura
com concretos vibrado e auto-adensável de resistência à compressão aos 28 dias de
cerca de 45 MPa. Na tabela 3.60, pode-se constatar que, a menos dos aditivos
(superplastificante no CAA e plastificante no vibrado, expressos em ml por 100kg de
finos), os materiais componentes dos concretos foram os mesmos, mas em diferentes
proporções. As características dos concretos frescos estão na tabela 3.61.
Tabela 3.60 – Composições dos concretos (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, b2010)
CAA REF Cimento ASTM Tipo I (kg/m3) 315 300 Escória de alto-forno (kg/m3) 135 100 Água (kg/m3) 180 160
a/c 0,57 0,53 a/f 0,40 0,40 Agregado graúdo 10mm (kg/m3) 900 1130 Agregado fino (kg/m3) 930 725 Superplastificante 850 0 Plastificante 0 300
Tabela 3.61 – Características no estado fresco (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, b2010)
REF Abatimento (mm)
80
CAA Espalhamento
Funil-V (s) T500 (s) Ø (mm)
3 700 5,5
As paredes foram concretadas na posição vertical, com o CAA fluindo a partir
de uma região lateral onde não havia as barras de aço horizontais que foram
115
submetidas a ensaio de arrancamento. Estas barras nervuradas, de 20 mm de
diâmetro e 150 mm de comprimento aderente ao concreto, estavam posicionadas a
150 mm, 510 mm e 870 mm da base das paredes.
As resistências à compressão e à tração dos concretos obtidas de ensaios de
cilindros-padrão e os valores de fb e fb/fc0,5 correspondentes aos ensaios de
arrancamento, para diferentes idades, são listados na tabela 3.62. Em todos os
ensaios, a ruptura se deu por arrancamento.
Tabela 3.62 – Resultados dos ensaios (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, b2010)
Concreto Idade (dias)
fc (MPa)
fct (MPa)
fb(MPa) fb√fc
topo meio base topo meio base
CAA
1 14,9 - 10,08 10,83 10,62 2,61 2,81 2,75
3 17,9 - 16,99 16,99 17,52 4,02 4,02 4,14 7 30,6 - 18,26 18,26 19,43 3,30 3,30 3,51
14 38,3 - 18,37 18,15 19,11 2,97 2,93 3,09
28 45,0 3,8 19,75 20,17 20,49 2,94 3,01 3,05
REF
1 14,2 - 10,19 10,62 10,83 2,70 2,82 2,87 3 18,7 - 16,56 16,77 17,30 3,83 3,88 4,00
7 31,7 - 17,83 17,94 19,32 3,17 3,19 3,43 14 41,5 - 17,62 18,05 19,64 2,74 2,80 3,05
28 47,0 4,0 18,90 19,53 20,59 2,76 2,85 3,00
A evolução de fc e fb com a idade pode ser vista nas figuras 3.42 e 3.43,
respectivamente, e de fb/fc0,5 na figura 3.44.
116
Figura 3.42 – Evolução da resistência à compressão dos concretos - Gráfico plotado a partir
dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
Figura 3.43 – Evolução da resistência de aderência na base, no meio e no topo das paredes - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
117
Figura 3.44 – Evolução da resistência de aderência normalizada na base, no meio e no topo
das paredes - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
A evolução diferenciada da resistência à compressão (fc) e da resistência de
aderência (fb) fica evidenciada no gráfico da figura 3.43, onde o pico para 3 dias de
idade indica evolução da resistência à compressão mais lenta que a da resistência de
aderência. Por volta dos 14 dias, o gráfico da evolução da resistência de aderência
normalizada se torna aproximadamente constante, mostrando uma evolução da
resistência à compressão semelhante à da resistência de aderência a partir dessa
idade.
Também neste estudo verificou-se uma diminuição da resistência de aderência
ao longo da altura das paredes, como se pode observar na figura 3.45. Esta
diminuição foi menor para o concreto auto-adensável, principalmente em idades mais
avançadas. Enquanto que aos três dias de idade esta diferença não passou de 4%,
aos 28 dias de idade esta diferença foi de 4% para o concreto auto-adensável e 8%
para os concretos de referência.
118
Figura 3.45 – Resistências de aderência na base, no meio e no topo das paredes, para
diferentes idades - Gráfico plotado a partir dos resultados dos ensaios de Hassan, Hossain e Lachemi (b2010).
3.3.2 – Aderência entre CAA e aço de armadura ativa
Armadura ativa lisa, indentada ou com nervuras, com relação à aderência, se
comporta de maneira similar à armadura passiva com mesmo tipo de superfície, o que
não acontece com as cordoalhas. Quando elas deslizam no concreto, não ocorre o
cisalhamento das protuberâncias de concreto helicoidais; elas se movem num canal
pré-formado. Por outro lado, compressão radial é causada pelo efeito de cunha
(conseqüência da forma irregular da cordoalha), pelo efeito de Poisson (mudança de
seção quando a tensão na cordoalha varia, figura 3.46) e pelo efeito do passo da
hélice (mudança do passo quando a tensão na cordoalha varia é restringida pelo
concreto ao redor).
A técnica da pré-tração depende da aderência entre armadura ativa e o
concreto ao seu redor para transferir a tensão da armadura para o concreto e quanto
maior a resistência de aderência menor é o comprimento de transferência. Segundo
Buchain (2007), este comprimento fica entre 50φ e 100φ para cordoalhas e entre 100φ
119
e 150φ para fios. A forma de liberação da armadura também afeta o comprimento de
transferência; liberação lenta leva a menor comprimento de transferência que
liberação rápida.
Figura 3.46 - Efeito Poisson (ou efeito Hoyer) ao longo do comprimento de
transferência (HEGGER, WILL e BULTE, 2007, p.132)
Girgis e Tuan (2005) realizaram ensaios de arrancamento e de determinação
do comprimento de transferência em espécimes concretados com dois tipos de CAA e
um de concreto vibrado (todos com cura sob vapor), tendo cordoalha de 7 fios com
diâmetro nominal de 15,2mm. Nos ensaios de arrancamento (ensaio de Moustafa), o
comprimento de aderência era de 457 mm e a determinação do comprimento de
transferência foi feita em vigas com mesas superior e inferior iguais às usadas em
pontes. Os CAA tinham cinza volante e aditivo modificador de viscosidade. As
características no estado fresco e os valores de resistência à compressão em
diferentes idades são apresentados na tabela 3.63.
Tabela 3.63 – Resistências à compressão e características no estado fresco dos concretos
(GIRGIS e TUAN, 2005)
Misturas Resistência à compressão (fc) - MPa Abatimento (mm)
Espalhamento (mm) Idade (dias) 1 3 7 14 28
CAA1 44,8 53,0 55,0 59,1 75,1 - 762 CAA2 41,2 46,5 49,6 51,8 55,4 - 660 REF 48,1 51,9 57,8 60,4 65,7 254 -
Os autores do estudo verificaram que, para 1 ou 2 dias de idade, o ensaio de
arrancamento não indicou diferenças entre as resistências de aderência dos CAA e do
concreto vibrado. O mesmo não aconteceu com relação aos comprimentos de
120
transferência; para os CAA eles foram iguais a 60φ (CAA1) e 72φ (CAA2) e para o
concreto vibrado foi 33φ.
Hegger, Will e Bulte (2007) fizeram ensaios de arrancamento de cordoalhas de
sete fios com diâmetro de 12,5mm (comprimento de aderência de 50mm) em
espécimes de concretos auto-adensáveis, um com adição de cinza volante (a/c=0,51),
outro com pó de calcário e o terceiro com cinza volante e pó de calcário (a/c=0,55).
Verificou-se que a tensão de aderência é sensível aos componentes do concreto e que
o concreto só com adição de pó de calcário apresentou maior resistência de aderência
que os concretos com cinza volante
Ensaios de arrancamento (ensaios Moustafa, 457 mm de comprimento
aderente) e de determinação do comprimento de transferência (elementos com 3,5m
ou 4,3m de comprimento) foram efetuados por Rueda e Schokker (2007) em
espécimes com cordoalha de 12,7mm de diâmetro nominal, moldados com concretos
vibrado e auto-adensável usados por uma empresa de pré-fabricação. Nos ensaios de
arrancamento, o CAA apresentou carga última média um pouco maior que o vibrado
(em torno de 8%). Nos de determinação do comprimento de transferência (liberação
da cordoalha quando fc=24,1MPa), encontraram-se para esse comprimento valores
entre 450 mm e 530 mm (cerca de 40φ), não se notando diferença de comportamento
entre os espécimes dos dois tipos de concreto.
Burgueño e Haq (2007) fizeram também ensaios de arrancamento (ensaio
Moustafa) e de determinação do comprimento de transferência (vigas T) em
espécimes com cordoalhas de 13 mm de diâmetro, moldados com um tipo de concreto
vibrado (a/c=0,4) e três de CAA (a/c=0,35; 0,40 ou 0,45). Os concretos, dosados para
atingir resistência à compressão aos 28 dias de 48 MPa, não tinham adições e apenas
o vibrado e o CAA com a/c=0,35 não tinham aditivo modificador de viscosidade. O
CAA com a/c=0,45 tinha maior teor de agregados graúdos que os outros dois CAA.
Nos ensaios de arrancamento, em comparação com o de concreto vibrado, os
espécimes dos CAA com a/c=0,35 e 0,40 apresentaram resistências de aderência
121
menores (25% e 15%, respectivamente), enquanto o de CAA com a/c=0,45 (maior teor
de agregados graúdos) apresentou resistência de aderência 2% maior que o de
concreto vibrado.
Nas vigas com 11,58 m de comprimento, pré-tracionadas aplicando nas
cordoalhas tensão igual a 75% da resistência à tração, a liberação da armadura ativa
foi feita quando a resistência à compressão do concreto era pelo menos 28 MPa. As
vigas de concretos auto-adensáveis apresentaram comprimento de transferência de
30% a 39% maior que a do concreto de referência. O pior desempenho foi da de CAA
com menor a/c e maior teor de finos e o melhor da de CAA com maior a/c e maior teor
de agregado graúdo.
Pozolo e Andrawes (2010) realizaram ensaios de arrancamento (tipo Moustafa)
de cordoalhas com 12,7 mm de diâmetro imersas em blocos de concretos vibrado e
auto-adensável, que tinham os mesmos materiais constituintes mas em diferentes
proporções. Nenhum dos concretos tinha adições e aditivo modificador de viscosidade;
a relação água/cimento do concreto vibrado era de 0,33 (abatimento de 178 mm) e do
CAA de 0,28 (espalhamento de 560 mm) e ambos os concretos tinham resistência à
compressão de 35 MPa aos 28 dias. Para determinar o comprimento de transferência,
foram produzidas vigas de CAA com comprimento de 8,53m, seção transversal tipo
caixão com 12 cordoalhas de 12,7mm tracionadas com tensão igual a 75% da sua
resistência à tração, que foram liberadas quando obteve-se fc=34,5 MPa (1 dia de
idade).
Nos ensaios de arrancamento, realizados para as idades de 1, 3, 7 e 28 dias,
exceto para a idade de 7 dias, obtiveram-se força de arrancamento máxima e essa
força dividida por √fc maiores para o concreto auto-adensável, sendo a diferença maior
observada para a idade de 1 dia. Para esta idade, a diferença referente à força
dividida por √fc foi de 25%.
Na viga de CAA, verificou-se comprimento de transferência igual a 42φ.
122
3.4. RETRAÇÃO E DEFORMAÇÃO LENTA
O concreto, mesmo não estando submetido a tensão, sofre variação de volume
ao longo do tempo decorrente da perda ou absorção de água, tendo-se retração ou
inchamento. Quando sob tensão constante, o concreto sofre aumento de deformação
ao longo do tempo, que é parcialmente reversível, fenômeno que é chamado de
deformação lenta ou fluência. Por outro lado, quando submetido a deformação
constante, a tensão diminui ao longo do tempo (relaxação).
A retração pode ser decomposta em diferentes parcelas, em função da causa
da variação de volume, mas, de maneira mais simplificada, pode ser admitida como
sendo a soma da retração autógena com a retração por secagem, já que a retração
plástica (perda de água do concreto ainda no estado plástico) pode ser evitada ou bem
minorada submetendo-se o concreto a cura adequada.
A retração autógena é associada à reação de hidratação do cimento (o volume
da pasta de cimento endurecida é menor que a soma do volume de água com o
volume de cimento antes da hidratação), se desenvolve rapidamente, é maior nos
concretos com menor relação água/aglomerante e ocorre de maneira uniforme em
todo o concreto. O desenvolvimento da retração por secagem ocorre lentamente e
depende das condições ambientais e das dimensões do elemento de concreto. O
concreto da região próxima à superfície externa atinge o estado de equilíbrio de
umidade com o ambiente externo em pouco tempo, o que não acontece com o
concreto mais afastado da superfície externa. Essa diferença de umidade entre as
regiões externa e interna acarreta tensões de tração na região próxima à superfície
externa que podem resultar em fissuras. Também existem tensões internas adicionais
resultantes da retração diferenciada entre pasta e agregados (FIB, 2009).
A figura 3.47 mostra que concretos de resistência usual tendem a ter menor
retração autógena e maior retração por secagem que os de maior resistência, fato que
123
pode levar os concretos de menor resistência a terem menor retração total que os de
alta resistência para baixas idades e a maior retração total para idades maiores.
Figura 3.47 – Retração autógena e por secagem de concretos de resistências baixa (CBR) e alta (CAR) (FIB, 2009, p.60)
A retração tende a aumentar com o aumento do teor de pasta, da finura do
cimento e do teor de água do concreto e a diminuir com o aumento do teor e módulo
de elasticidade dos agregados graúdos. O tipo e o teor de adições e aditivos também
influenciam a retração, mas há informações contraditórias sobre essa influência, pois
ela depende do que se fixa e do que se varia ao incluir essas adições no concreto, do
cimento usado e do tempo de cura. Em geral, as adições mais reativas (sílica ativa e
escória) tendem a acarretar maior retração. A diminuição da umidade relativa do
ambiente leva ao aumento da retração do concreto e as dimensões do elemento
estrutural não afetam a retração final, mas afetam a velocidade com que a retração
ocorre. Peças com menores dimensões atingem mais rapidamente a retração final do
que peças de maiores dimensões (FIB, 2009, WEST, DARWIN e BROWNING, 2010,
TRANSPORTATION RESERCH BOARD, 2009). A retração total após longos períodos
de secagem varia entre cerca de 0,1x10-3 e 1x10-3 (FIB, 2009).
Idade (dias)
Ret
raçã
o
-6CBRCAR
Início da secagem
Retração por
secagem
Retração autógena
124
Nos estudos experimentais de retração, é de particular importância a idade do
início das medições, principalmente nos concretos onde tem-se maior retração
autógena.
Retração e deformação lenta são fenômenos inter-relacionados e o
comportamento de um elemento estrutural é governado pela deformação total
(retração + deformação lenta). Esses dois fenômenos dependem da microestrutura do
concreto, ou seja, dependem da composição e do grau de hidratação do concreto.
A deformação lenta tende a aumentar com o aumento do teor de pasta e do
teor de água do concreto e a diminuir com o aumento do teor e módulo de elasticidade
dos agregados graúdos e com o aumento do grau de hidratação do cimento quando
do carregamento do concreto. A diminuição da umidade relativa do ambiente leva ao
aumento da deformação lenta do concreto e as dimensões do elemento estrutural,
como na retração, também afetam a velocidade com que a deformação lenta ocorre.
Depois de longos períodos, a deformação lenta pode atingir valores de até cerca de 5
vezes a deformação instantânea (FIB, 2009).
Segundo Wehbe et al. (2009), os CAA são mais suscetíveis a retração plástica
pois tendem a ter menor exsudação.
Ensaios realizados por Nassif, Aktas e Najm (2008) em concretos vibrados e
auto-adensáveis com relação a/agl entre 0,35 e 0,39, tendo os auto-adensáveis
diferentes tipos de adições (cinza volante, escória ou sílica ativa), mostraram maior
retração por secagem nos CAA. Segundo os autores do estudo, isso se deveu ao
maior teor de pasta desses concretos.
Loser e Leemann (2009) investigaram a deformação lenta (sob tensão de
10MPa) e a retração em concretos vibrados (espalhamento de cerca de 500mm) e
auto-adensáveis (espalhamento entre 600mm e 720mm), com relação a/agl entre 0,36
e 0,46 (fc,28 entre 42MPa e 74MPa), onde se variaram tipo de cimento (CEM I 42,5 N e
CEM II 42,5), tipo de adições (cinza volante ou pó de calcário, substituindo 23% ou
27% do cimento em massa) e tipo de aditivo (só superplastificante ou
125
superplastificante e redutor de retração). Nos CAA, o volume de pasta era cerca de
30% maior que o dos concretos vibrados. Os CAA tinham dmax de 16mm, enquanto os
concretos vibrados tinham dmax de 32mm. Iniciaram-se as medições da retração na
idade de 24h. Desse estudo concluiu-se que a deformação lenta e a retração dos CAA
foram maiores que as dos concretos vibrados, havendo maior diferença na retração e
que o parâmetro influenciador da retração mais relevante é o teor volumétrico de
pasta. Observou-se que dmax não influencia a retração quando se mantém o volume de
pasta constante. Dos concretos sem aditivo redutor de retração, para a idade de 91
dias, os CAA tiveram retração 10% a 40% maior. Com o uso de aditivos redutores de
retração foi possível reduzir a retração dos CAA ao nível da verificada nos concretos
vibrados e essa redução dependeu do teor desse aditivo.
Khayat e Long (2010) compararam as retrações autógenas e por secagem de
concretos vibrados (abatimento de 150 mm) e auto-adensáveis (espalhamento de
680mm). Esses concretos tinham a/agl entre 0,34 e 0,40 e neles variaram-se o tipo de
cimento (composto ou de alta resistência inicial), o teor de cinza volante (0 ou 20%) e
o teor de aditivo modificador de viscosidade (0 a 1ml/kg de aglomerante). O tipo de
cura do concreto também foi variada (no vapor, úmida, ao ar). Verificou-se que a
relação a/agl tem grande influência na retração autógena do concreto e também os
tipos de aglomerantes usados. Para um determinado tipo de aglomerante, a retração
autógena aos 56 dias dos CAA foi semelhante à dos concretos vibrados (variou entre
0,1x10-3 e 0,35x10-3). Essa retração aos 14 dias foi cerca de 80% da verificada aos 56
dias. Aos 300 dias, os CAA tiveram retração por secagem 5% a 30% maior que a de
concretos vibrados com mesma relação a/agl (deformações variaram entre cerca de
0,5x10-3 e 1x10-3). De diferentes expressões para avaliar a retração analisadas, a que
levou a resultados mais próximos dos experimentais foi a do CEB-FIP MC 90 (1993).
Guneyisi, Gesoglu e Ozbay (2010) estudaram a retração por secagem de
concretos auto-adensáveis com 65 diferentes composições, com relação a/f=a/agl de
0,32 ou 0,44 e espalhamento de cerca de 700mm. Nesses concretos, a menos dos
126
dois de referência (um com a/c=0,32 e outro com a/c=0,44), foi feita substituição de
diferentes porcentagens do cimento (ASTM Tipo I) por um, dois ou três tipos de
adição: cinza volante, escória granulada de alto forno, sílica ativa e metacaulim. O
agregado graúdo foi seixo com dmáx de 16 mm e apenas superplastificante foi utilizado
como aditivo. Os valores de fc,28 variaram de 30 MPa a 99MPa e de fc,90 de 43 a
113MPa e dependeram dos tipos e teores das adições. A cinza volante levou à
diminuição de fc, a sílica e o metacaulim ao aumento e a escória pouco efeito teve em
fc. De modo geral, a inclusão de sílica ativa acarretou maiores deformações de
retração aos 50 dias e a de metacaulim levou a maiores reduções na retração. Os
concretos com escória e cinza volante também apresentaram redução na retração.
Verificou-se que o efeito negativo da sílica ativa pode ser minimizado quando a sílica é
associada a outro ou outros tipos de adições; os concretos com dois ou três tipos de
adições em sua composição apresentaram deformações por retração menores que as
dos concretos só com cimento.
Kim et al. (2011) estudaram a deformação lenta de cilindros de concretos auto-
adensáveis e compararam os resultados com aqueles obtidos de cilindros de
concretos vibrados de resistência à compressão semelhante. Para os ensaios foram
desenvolvidos quatro misturas de concreto auto-adensável e quatro misturas de
concreto vibrado onde se variaram o tipo de agregado graúdo (cascalho de rio ou
calcário, ambos com dmáx de 19 mm) e a resistência à compressão às 16 horas (35
MPa ou 48 MPa). Cinza volante, superplastificante, agente modificador de
viscosidade e retardador de pega foram utilizados nos concretos auto-adensáveis,
enquanto que apenas superplastificante foi utilizado no concreto vibrado. As relações
a/agl variaram entre 0,23 e 0,29 para os concretos auto-adensáveis e 0,29 a 0,42 para
os concretos vibrados. Já os volumes de agregados graúdos ficaram entre 34,8% e
37,8% para os concretos auto-adensáveis e 40,1% e 44,3% para os concretos
vibrados. Os concretos foram deixados por sete dias em ambiente controlado e só
então foram carregados. Os resultados mostraram que, de modo geral, os concretos
127
com agregados de calcário apresentaram maiores deformações quando comparados
com os concretos com cascalho de rio. Os concretos vibrados apresentaram fluência
18% maior do que os concretos auto-adensáveis. Segundo os autores, apesar do
concreto auto-adensável apresentar maior volume de pasta, o que geralmente leva a
um maior valor de fluência, os concretos auto-adensáveis apresentaram resistência à
compressão em idades avançadas bem maior do que os concretos vibrados, o que
pode ter levado a uma diminuição da fluência nos CAA.
Leemann, Lura e Loser (2011) analisaram a retração e a deformação lenta de
três concretos auto-adensáveis e três concretos vibrados, todos com relação
a/c=a/agl= 0,40 e confeccionados com os mesmos materiais. Além do tipo de
concreto, a única variável do estudo foi o tipo de cimento utilizado: CEM I 42,5 N, CEM
II/B-M 32,5 R (14% em massa de pó de calcário e 18% em massa de cinza volante) e
CEM III/B 42,5 HS (70% em massa de escória). O agregado graúdo utilizado tinha dmáx
de 32 mm, nenhum tipo de adição foi utilizado nos concretos e apenas
superplastificante foi usado como aditivo. O volume de pasta nos concretos vibrados
variou entre 23% e 24% e nos auto-adensáveis entre 38% a 39%. Dos 2 dias aos 28
dias, os concretos vibrados e auto-adensáveis com cimento CEM I tiveram maiores
valores de fc e Ec que os com os outros tipos de cimento.Todos os concretos auto-
adensáveis tiveram menor fc e Ec e maior retração que seus pares vibrados, e a
evolução e o valor da retração dependeu do tipo de cimento. De acordo com os
autores do estudo, isso decorreu do maior volume de pasta dos CAA. Aos 91 dias, os
concretos com cimento CEM I apresentaram a maior retração. A deformação lenta nos
concretos auto-adensáveis também foi maior que nos vibrados, sendo a diferença
maior nos concretos com CEM I. Verificou-se que a deformação lenta diminuiu com o
aumento da idade do concreto quando da aplicação da carga, mas a relação entre a
deformação ao longo do tempo e a imediata (coeficiente de fluência) não teve
mudança significativa. Constatou-se também que a retração é mais afetada pelo teor
de pasta que a fluência e que a retração e a fluência tendem a diminuir com a
128
diminuição de clinquer no cimento, fazendo-se substituições por cinza volante e
escória.
3.5. DURABILIDADE
Para relações a/c maiores que cerca de 0,4, a pasta de cimento hidratado tem
espaços que podem ser preenchidos com água e que vão ficando vazios durante o
processo de secagem. Esses espaços formam um sistema de poros capilares com
dimensão na faixa de 10-5mm a 10-1mm. A porosidade capilar aumenta com o aumento
de a/c e diminui com o aumento da hidratação da pasta de cimento e com o aumento
de material fino no concreto, tendo-se granulometria mais contínua (FIB, 2009).
Os mais importantes parâmetros associados à durabilidade do concreto e da
armadura que ele envolve nas estruturas de concreto são a quantidade, o tamanho e a
conectividade dos poros da pasta de cimento bem como a existência de fissuras nessa
pasta. Nos concretos com a/c > 0,6, o sistema de poros nunca fica descontínuo, o que
facilita a penetração de líquidos e gazes no concreto que levam aos processos de
deterioração decorrentes de ataques de sulfatos, reações álcali-agregado, ações de
congelamento e descongelamento, carbonatação, penetração de cloretos, etc. Outro
importante fator é a microestrutura da interface pasta-agregados; nesta região, a pasta
é mais porosa e há formação de microfissuras (FIB, 2009).
Nos CAA, a velocidade de hidratação do cimento depende do tipo de cimento e
do teor e do tipo de finos neles existentes. A existência desses finos tende a acarretar
menor porosidade da pasta e da zona de transição pasta-agregado, sendo a última
favorecida também pela ausência de vibração nesses concretos. O maior teor de
superplastificantes nos CAA também contribui para uma estrutura mais densa (RILEM,
2007).
Zia, Nunes e Mata (2005) investigaram a permeabilidade ao ar e o índice de
vazios de um concreto vibrado e de um CAA de relação a/c=0,32. O CAA tinha maior
129
teor de cimento (único material fino), menor dimensão máxima de agregado que o
concreto vibrado e tinha maior resistência à compressão (fc,28 de 50MPa para o vibrado
e 74MPa para o CAA). Ensaios constataram menores valores de permeabilidade ao ar
e de índice de vazios para o CAA.
Assié et al. (2006) fizeram vários tipos de ensaio no concreto de referência e
no auto-adensável de mesma classe de resistência (20 MPa) cujas composições e
propriedades são apresentadas no item 3.1, visando analisar diferentes mecanismos
de transporte de substâncias através do concreto. Nos ensaios de permeabilidade ao
oxigênio, verificou-se menor permeabilidade no CAA; nos de difusão de cloretos, de
absorção de água, de profundidade de carbonatação e de lixiviação (solução de nitrato
de amônia), constatou-se desempenho semelhante nos dois concretos.
Barros et al. (2008) compararam o desempenho com relação à durabilidade de
um concreto de referência com o de um concreto auto-adensável de mesma relação
a/c (0,5) e filer de resíduo de corte de mármore e granito (a/f=0,32). Nos ensaios de
absorção por sucção capilar, permeabilidade ao ar e carbonatação realizados,
constatou-se melhor desempenho do CAA.
Segundo De Schutter et al. (2008), quando as características de durabilidade
do CAA são comparadas às do concreto vibrado com mesma resistência à
compressão, pode-se concluir que o potencial de durabilidade do CAA é inferior, pois o
CAA pode ter relação água/cimento maior, gerando uma microestrutura menos densa.
De acordo com Boel, Audenaert e Shutter (2008), o parâmetro mais relevante
dos CAA em relação à permeabilidade a gás é o teor de água, seguido do teor de
finos. Estudos de Hwang e Khayat (2009) indicaram que os tipos de aglomerantes
usados têm considerável influência no sistema de poros dos CAA. Os de Guneyisi,
Gesoglu e Ozbay (2010) mostraram que a permeabilidade a ions cloretos e ao ar
depende dos teores e tipos de adições usadas nos CAA (metacaulim, cinza volante e
130
escória), sendo que o metacaulim se mostrou mais efetivo na redução da
permeabilidade.
3.6. RESISTÊNCIA AO FOGO
Excluindo o efeito do aumento de temperatura no grau de hidratação, há
tendência da diminuição das resistências à compressão e à tração e do módulo de
elasticidade com o aumento de temperatura, particularmente para temperaturas
maiores que 100oC, sendo a diminuição mais acentuada depois dos 300oC. Essa
diminuição depende do valor da temperatura, do tempo de exposição do concreto a
essa temperatura, do teor de umidade do concreto, e dos tipos de agregados e dos
tipos e teores de aglomerantes do concreto. Concretos de maior resistência tendem a
ser mais sensíveis a altas temperaturas do que concretos de menor resistência,
podendo haver neles lascamentos em decorrência da pressão interna exercida nos
poros pelo vapor d´água e da maior impermeabilidade desses concretos (FIB, 2009). A
resistência residual, após o resfriamento do concreto, parece depender do processo
de resfriamento e das condições em que é mantido o concreto posteriormente
(ANNEREL e TAERWE, 2009).
Reinhardt e Stegmaier (2006) ensaiaram corpos-de-prova de oito diferentes
CAA onde foram usados cimento composto (filer de calcário), agregados quartzíticos,
cinza volante e/ou pó de calcário como finos e variou-se a relação água/aglomerante
(fc,28 entre 33 e 76 MPa), e também um concreto vibrado (fc,28 de 60MPa). Depois dos
concretos serem curados, eles foram mantidos em ambiente a 20 oC e umidade
relativa de 40% por 6 meses, sendo então submetidos a temperaturas pouco maiores
que 1000 oC (sem carregamento). Ensaios à compressão posteriores indicaram maior
relação entre a resistência à compressão residual e a resistência aos 28 dias para os
concretos com maior relação água/aglomerante e menor relação cimento/finos.
131
Segundo os autores do estudo, como nos concretos vibrados, os CAA com maior
porosidade têm maior resistência residual.
132
4. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA
4.1. VIGAS DE CONCRETO ARMADO
4.1.1 – Vigas ensaiadas por Sonebi et al. (2000)
Para a análise do comportamento de vigas, foram moldadas vigas de concretos
vibrado e auto-adensável de alta resistência (ver item 3.1.2, tabelas 3.4 e 3.5), de
3,8m de comprimento com seção transversal e armadura idênticas às moldadas para a
avaliação da homogeneidade do concreto, detalhadas no item 3.2. A seção transversal
retangular tinha 200mm de largura e 300mm de altura e a taxa de armadura
longitudinal de tração era 2,5%.
O esquema do ensaio é apresentado na figura 4.1. Durante os ensaios foram
medidas flechas no meio do vão e espaçamentos e aberturas de fissuras.
Figura 4.1 – Esquema do ensaio de flexão (SONEBI et al., 2000, p.51)
O momento de fissuração das duas vigas diferiu de 5% e o padrão de fissuras
delas foi similar. Para carga igual a 90% da de ruptura, o espaçamento médio das
fissuras foi de 80 mm para a de concreto auto-adensável e de 160 mm para a de
concreto vibrado, onde as aberturas de fissuras foram maiores. Na figura 4.2, pode-se
notar, para maiores valores de momento fletor, a maior deformabilidade da viga de
CAA, apesar da maior resistência e do maior módulo de elasticidade do CAA (ver
tabelas 3.6 e 3.8 no item 3.1).
133
Figura 4.2 – Curvas carga-flecha no meio do vão (SONEBI et al., 2000, p.52)
4.1.2 – Vigas ensaiadas por Lachemi, Hossain e Lambros (2005)
Lachemi, Hossain e Lambros investigaram a resistência ao cortante de 18
vigas curtas (a/d=1,05 a 2,14) sem armadura transversal confeccionadas com
concretos vibrados e auto-adensáveis. As vigas tinham seções transversais
retangulares com largura de 100 mm e altura com três diferentes valores: 150mm,
200mm ou 300 mm, comprimento total de 900 mm e vão de 800 mm. Além do tipo de
concreto e altura, variou-se também a taxa de armadura de flexão (0,90% a 1,27%) e,
nos CAA, a dimensão máxima do agregado graúdo (12mm ou 19mm). As seções
transversais e armaduras podem ser vistas na figura 4.3.
Três dosagens de concreto foram desenvolvidas para que se tivesse fc aos 28
dias da ordem de 55 MPa, duas de concretos auto-adensáveis e uma de vibrado.
Pode-se verificar na tabela 4.1 que os concretos vibrados e auto-adensáveis foram
confeccionados com os mesmos materiais, a menos dos aditivos (superplastificante e
modificador de viscosidade), que só foram usados nos CAA. O concreto vibrado
(dmax=12mm) tinha maior teor de agregados graúdos que o CAA com dmax=12mm e no
CAA com dmax=19mm esse teor era maior que no CAA com dmax=12mm. Cada
134
concreto foi preparado em duas betonadas diferentes, designadas “a” e “b”. Corpos-
de-prova cilíndricos com diâmetro de 100 mm e 200mm de altura foram moldados para
determinação da resistência à compressão dos concretos.
As vigas foram ensaiadas segundo esquema mostrado na figura 4.4.
Figura 4.3 – Seções transversais e armaduras das vigas testadas, dimensões em mm
(LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005, p.1105)
Tabela 4.1 – Composição e características no estado fresco e endurecido dos concretos (LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005)
12a 12b 12a 12b 19a 19b
CAA CAA REF REF CAA CAA
Cimento (kg/m3) 449 455 482 488 411 405 a/f 0,410 0,407 0,421 0,420 0,414 0,416 Agregado graúdo 12mm (kg/m3) 713 722 1018 1031 - - Agregado graúdo 19mm (kg/m3) - - - - 961 947 Agregado miúdo (kg/m3) 1038 1052 637 645 947 933 Superplastificante (%) 0,74 0,62 0 0 0,97 1,14 Aditivo modificador de visc. (%) 0,05 0,05 0 0 0,05 0,05 Abatimento (mm) - - 155 150 - - Espalhamento (mm) 645 675 - - 635 637 Caixa-L (%) 0,75 0,78 - - 0,62 0,67 fc,1 (MPa) 22 20 - - 23 22 fc,2 (MPa) - - 26 24 - - fc,7 (MPa) 39 37 37 36 39 44 fc,28 (MPa) 54 53 51 50 58 58
a, b betonadas; 12, 19, dmax em mm
135
Figura 4.4 – Esquema de ensaio (dimensões em mm)
(LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005, p.1106)
A tabela 4.2 mostra os valores da força cortante última (Vu), da tensão
cisalhante nominal (Vu/(bd)) e do tipo de ruptura de todas as vigas. Em geral, a ruptura
das vigas ocorreu por diminuição da zona comprimida decorrente da propagação de
fissura diagonal até o topo da viga, mas três delas romperam em decorrência da
propagação da fissura diagonal ao longo da armadura longitudinal de tração, em
direção aos apoios.
Na tabela 4.2, pode-se notar que houve diferenças de até 58% nos valores de
Vu de vigas do mesmo tipo de concreto mas de diferentes betonadas, o que torna
difícil a análise comparativa dos resultados obtidos. Esta dificuldade aparece mesmo
considerando-se apenas vigas de mesmas altura e taxa de armadura longitudinal, cuja
comparação de resultados visaria ver a influência do teor de agregados graúdos na
resistência ao cortante.
136
Tabela 4.2 – Resultados obtidos nos ensaios (LACHEMI, HOSSAIN e LAMBROS, 2005)
Vigas Concreto fc
Vu (kN) Vu/(bd)
Modo de ruptura (MPa) (MPa)
h=150mm d=124mm a/d=2,14 ρ=1,60%
CAA-12-a 54 19.5 22,3 1,20
Cisalhamento
CAA-12-b 53 25 Cisalhamento CAA-19-a 58 31.5
25,8 1,39 Cisalhamento
CAA-19-b 58 20 Cisalhamento REF-12-a 51 23.5
21,8 1,17 Cisalhamento
REF-12-b 50 20 Fendilhamento
h=200mm d=174mm a/d=1,53 ρ=1,15%
CAA-12-a 54 49 51,0 1,47
Cisalhamento
CAA-12-b 53 53 Cisalhamento CAA-19-a 58 61
51,0 1,47 Cisalhamento
CAA-19-b 58 41 Fendilhamento
REF-12-a 51 44 41,5 1,19
Cisalhamento
REF-12-b 50 39 Cisalhamento
h=300mm d=253mm a/d=1,05 ρ=1,57%
CAA-12-a 54 67 79,5 1,05 Fendilhamento
CAA-12-b 53 92 Cisalhamento CAA-19-a 58 93
100 1,32 Cisalhamento
CAA-19-b 58 107 Cisalhamento REF-12-a 51 79
88,0 1,16 Cisalhamento
REF-12-b 50 97 Cisalhamento
h = altura; d = altura útil; a = distância entre seção de aplicação de carga e apoio (vão de cisalhamento); b = largura; ρ = taxa geométrica de armadura longitudinal de tração; Vu = força cortante última
4.1.3 – Vigas ensaiadas por Liu, Yu e Jiang (2008)
Liu, Yu e Jiang investigaram o comportamento ao longo do tempo (retração e
deformação lenta) de 12 vigas armadas de concretos auto-adensável e vibrado.
A menos do superplastificante, que só foi usado no CAA, os concretos foram
confeccionados com os mesmos materiais (tabela 4.3). Após a concretagem, as vigas
foram curadas ao ar. Cubos com aresta de 150mm e prismas com dimensões de
100mm, 100mm e 300mm foram moldados com os mesmos concretos das vigas e
137
submetidos ao mesmo tipo de cura das vigas. Na tabela 4.3 são apresentadas as
propriedades desses concretos.
Tabela 4.3 – Composição e propriedades dos concretos (LIU, YU e JIANG, 2008)
REF CAA
Cimento 42,5 (kg/m3) 396 333
Areia natural de rio (kg/m3) 590 722
Agregado graúdo, granito britado (kg/m3) 1094 900 Cinza volante 180 204,7
Água (kg/m3) 190 180
Superplastificante (kg/m3) - 4,62 a/c 0,48 0,54 a/f 0,31 0,33 Espalhamento (mm) - 600
fcu,3 (MPa) 23,0 16,0
fcu,14 (MPa) 42,0 35,0
fcu,28 (MPa) 53,0 41,0
Ec,28 (GPa) 35,3 32,0
As vigas tinham seção transversal retangular com dimensões de 120mm e
180mm e vão de 4,05m (simplesmente apoiadas) ou dois vãos de 4,05m (contínuas).
Na tabela 4.4 são apresentados os dados das vigas e nas figuras 4.5 e 4.6 as
armaduras e esquemas de ensaio das vigas submetidas a cargas. A taxa de armadura
longitudinal de tração era 1,22% ou 2,16% e a de compressão era 1,22%.
Os ensaios de retração foram realizados em três vigas biapoiadas, em
condições ambientais de laboratório, durante 540 dias. Duas dessas vigas eram de
concreto auto-adensável com armaduras longitudinais diferentes e uma de concreto
vibrado com mesma armadura longitudinal que uma das de CAA. As deformações
específicas de retração ao longo do tempo obtidas desses ensaios são mostrados na
figura 4.7, junto com a variação da temperatura ambiente durante os ensaios.
Informações sobre variação de umidade do ambiente ao longo do tempo não foram
fornecidas. Na figura 4.7, percebe-se que a retração para a viga de concreto vibrado
foi maior que a da viga de concreto auto-adensável de mesma armadura longitudinal.
138
Isso decorreu da maior relação entre os teores de cimento e de aglomerante (cimento
+ cinza volante) do concreto vibrado. Das duas vigas de CAA, a com maior armadura
longitudinal teve menor retração.
Tabela 4.4 – Dados das vigas ensaiadas (LIU, YU e JIANG, 2008)
Viga Tipo Armadura
longitudinal Ensaio Carga (kN)
Flecha imediata
(mm) REF-1a
Biapoiada
4 φ 12mm
Fluência
2,20 3,97 REF-1b 2,20 3,71 REF-2 1,65 3,40 REF-3 Retração - -
CAA-1a
Fluência
2,20 4,83 CAA-1b 2,20 4,81
CAA-2 2 φ 12mm + 2 φ
16mm 2,20
4,29
CAA-3 4 φ 12mm
1,65 3,72 CAA-4
Retração
- -
CAA-5 2 φ 12mm + 2 φ
16mm - -
CAA-6a Contínua
4 φ 12mm
Fluência
2,20 1,87 CAA-6b 2,20 1,93
Figura 4.5 – Dimensões (mm) e armaduras das vigas biapoiadas e esquema dos ensaios sob
carga (LIU, YU e JIANG, 2008, p.424)
139
Figura 4.6 – Dimensões (mm) e armaduras das vigas contínuas e esquema do ensaio sob carga (LIU, YU e JIANG, 2008, p.425)
Figura 4.7 – Temperatura e retração ao longo do tempo (LIU, YU e JIANG, 2008, p.425)
A flecha no meio do vão das vigas submetidas a carga foram medidas no
momento de aplicação das cargas e ao longo de 540 dias. Na tabela 4.4, constata-se
que as vigas simplesmente apoiadas de CAA tiveram maior flecha imediata que as
similares de concreto vibrado devido ao seu menor módulo de elasticidade. Das vigas
140
simplesmente apoiadas de CAA com armaduras longitudinais diferentes, a com maior
armadura longitudinal teve menor flecha. A figura 4.8 mostra a evolução da flecha ao
longo do tempo. As flechas ao longo do tempo seguiram as mesmas tendências das
imediatas: menores para a viga contínua e maiores para maiores cargas, menores
armaduras longitudinais e menores módulos de elasticidade.
Figura 4.8 – Flecha ao longo do tempo (LIU, YU e JIANG, 2008, p.425)
4.1.4 – Vigas ensaiadas por Hassan, Hossain e Lachemi (2008, 2010)
Hassan, Hossain e Lachemi investigaram a resistência ao cortante de 20 vigas
que tinham apenas armadura longitudinal, sendo 10 de concreto vibrado e 10 de
concreto auto-adensável. As composições e resistências dos concretos são
apresentadas na tabela 4.5. A menos dos aditivos, os mesmos materiais foram usados
nos dois tipos de concreto, sendo que no CAA teve-se menor teor de agregados
graúdos e maior de agregados miúdos que o concreto vibrado. As resistências dos
concretos foram obtidas a partir de ensaios de corpos-de-prova cilíndricos com 100mm
de diâmetro e 200mm de altura.
141
Tabela 4.5 – Composições e propriedades dos concretos (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, 2008)
CAA REF
Cimento ASTM I (kg/m3) 315 300 Cimento com escória (kg/m3) 135 100 Agregado graúdo, dmax=10 mm (kg/m3) 900 1130 Agregado miúdo (kg/m3) 930 725 Água (kg/m3) 180 160 Superplastificante (ml/100 kg de finos) 850 - Plastificante (ml/100 kg de finos) - 300 a/c 0,57 0,53 a/f 0,40 0,40 Abatimento (mm) - 80 Espalhamento (mm) 700 - fc,28 (MPa) 45,0 47,0 fct,28 (MPa) 3,80 4,00
Além do concreto, nas vigas variaram-se a altura e a taxa geométrica de
armadura longitudinal, e o vão foi tal que a relação entre vão de cisalhamento e altura
total das vigas foi mantido igual a 2,5 (a/d entre cerca de 2,9 e 3,7). Na tabela 4.6,
onde constam os dados das vigas, elas são idenficadas pelo valor da taxa de
armadura (1 ou 2), seguido do tipo de concreto (CAA, para auto-adensável, e REF,
para vibrado) e da altura da viga em mm (150, 250, 363, 500 ou 750). Seção
transversal e armadura das vigas são mostradas na figura 4.9.
As vigas foram ensaiadas simplesmente apoiadas com uma carga aplicada no
meio do vão e todas apresentaram ruptura por cortante. Na tabela 4.6, são dados os
valores de força cortante e tensão cisalhante nominal última das vigas e na figura 4.10
é feita comparação das tensões cisalhantes nominais referentes às vigas de concretos
vibrado e auto-adensável de mesmas características.
142
Figura 4.9 – Seções transversais e armaduras das vigas de Hassan, Hossain e Lachemi,
b=400mm (2008, p.590)
Tabela 4.6 – Dados das vigas ensaiadas (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, 2008)
VIGA Comprimento Vão Altura
útil (mm)
Vu Vu/(bd)
total (mm) (mm) (kN) (MPa)
1-CAA-150
1050 750
102,5 74 1,80
1-REF-150 78 1,90 2-CAA-150
100 81 2,03
2-REF-150 85 2,13 1-CAA-250
1750 1250
202,5 116 1,43
1-REF-250 123 1,52 2-CAA-250
197,5 128 1,62
2-REF-250 136 1,72 1-CAA-363
2340 1815
310,5 153 1,23
1-REF-363 169 1,36 2-CAA-363
305,5 166 1,36
2-REF-363 178 1,46 1-CAA-500
2500 3200
447,5 181 1,01
1-REF-500 209 1,17 2-CAA-500
442,5 226 1,28
2-REF-500 235 1,33 1-CAA-750
4500 3750
667,5 250 0,94
1-REF-750 298 1,12 2-CAA-750
650,5 315 1,21
2-REF-750 340 1,31
b=400 mm; ρ=1% ou 2%; h=150mm, 250mm, 363mm, 500mm ou 750mm
143
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0 200 400 600 800
h (mm)
Vu/(
bd
)
CAA, 1%
REF, 1%
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0 200 400 600 800
h (mm)
Vu/(
bd
)
CAA, 2%
REF, 2%
Figura 4.10 – Tensão cisalhante nominal de vigas de mesmas características de concretos
vibrados e de CAA (HASSAN, HOSSAIN e LACHEMI, 2008).
Todas as vigas de CAA tiveram resistência ao cortante menor que as similares
de concreto vibrado. Nas vigas com taxa de armadura longitudinal de tração de 1%, os
valores de Vu/(bd) das vigas de concreto vibrado foram cerca de 6% a 20% maiores
que os das vigas de CAA, tendendo a diferença a ser maior nas vigas de maior altura;
nas com taxa de armadura de 2%, a diferença foi menor: 4% a 8%. Segundo os
autores do estudo, a menor resistência ao cortante das vigas de CAA decorreu do seu
menor teor de agregados graúdos, que acarretou menor engrenamento dos agregados
ao longo da fissura diagonal.
144
4.1.5 – Vigas ensaiadas por Kumar, Kumar e Kumar (2009)
Kumar, Kumar e Kumar estudaram o comportamento estrutural de 2 vigas de
seção T, uma de concreto auto-adensável e outra de concreto vibrado com resistência
à compressão de aproximadamente 50 MPa aos 28 dias. No concreto auto-adensável
foi utilizada cinza volante e aditivo modificador de viscosidade para garantir as
características de auto-adensabilidade. As composições dos concretos e suas
características no estado fresco são apresentadas na tabela 4.7.
Tabela 4.7 – Composições dos concretos e propriedades no estado fresco (KUMAR, KUMAR e KUMAR, 2009)
CAA REF
Cimento (kg/m3) 345 410 Cinza volante (kg/m3) 180 - Agregado miúdo artificial (kg/m3) 810 585 Agregado graúdo – 50% dmax=12,5 mm e 50% dmax=20 mm (kg/m3) 820 1165 Água (kg/m3) 197 168 Superplastificante (l/m3) 3,7 0,8 Modificador de viscosidade (l/m3) 1,4 - a/c 0,40 0,41 a/f 0,38 0,41 Abatimento (mm) - 80 Espalhamento (mm) 700 -
O comportamento estrutural das vigas de seção T com alta taxa de armadura
longitudinal (4%) foi avaliado a partir de ensaios realizados aos 90 dias de idade,
adotando-se vão de 2,25 m e carga concentrada no meio do vão.
Ensaios preliminares mostraram que aos 28 dias os dois concretos tinham
resistências à compressão similares; aos 90 dias, entretanto, a resistência do CAA era
maior. Na ocasião dos ensaios das vigas, a resistência à compressão do concreto
vibrado, obtida de ensaios de testemunhos retirados das vigas, era de 53,0MPa e do
CAA era de 61,5MPa.
O inicio do desenvolvimento das fissuras ocorreu com a carga de 50 kN para a
viga de concreto vibrado e 65kN para a viga de CAA. As fissuras da viga de CAA
145
foram mais igualmente espaçadas, o que provavelmente se deveu à maior
homogeneidade do concreto auto-adensável.
Ambas as vigas apresentaram ruptura por flexão, com esmagamento do
concreto da mesa. A viga de CAA apresentou carga última (205 kN) maior que a de
concreto vibrado (195 kN) e, em geral, para a mesma carga, menor flecha na seção do
meio do vão (figura 4.11).
Figura 4.11 – Gráfico carga-flecha (KUMAR, KUMAR e KUMAR, 2009, p.109).
4.1.6 – Vigas ensaiadas por Cuenca, Serna e Pelufo (2009)
Cuenca, Serna e Pelufo investigaram o comportamento ao cortante de duas
vigas de concreto armado, uma de concreto auto-adensável e a outra de concreto
vibrado. A menos da areia, os concretos das duas vigas foram confeccionados com
diferentes proporções dos mesmos materiais. Na tabela 4.8 são dadas as
composições e as propriedades dos concretos no estado fresco e endurecido.
As vigas testadas tinham seção transversal I (figura 4.12), comprimento de
7,88m, vão de 6,00m, taxa geométrica de armadura longitudinal de tração de 3% e
taxa geométrica de armadura transversal mínima (0,17%). Elas foram simplesmente
146
apoiadas e carregadas com duas cargas eqüidistantes dos apoios, tendo-se relação
a/d igual a 3.
Tabela 4.8 – Composição e características dos concretos (CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009)
REF CAA Cimento CEM I - 52,5 R (kg/m3) 296 344 Areia natural de rio (kg/m3) 846 - Areia artificial (kg/m3) - 978 Agregado graúdo de calcário (kg/m3) 952 844 Água 142 172 a/c 0.48 0.5 Superplastificante (kg/m3) 4 8,6 Abatimento (mm) 170 - Espalhamento (mm) - 660 fc (MPa) 50,5 53,8
As duas vigas romperam por cortante. Na tabela 4.9 são mostradas as
resistências ao cortante experimentais e as calculadas usando procedimento da norma
espanhola EHE-08. As resistências experimentais das duas vigas diferiram de apenas
2% e foram cerca de 33% maiores que as calculadas.
Tabela 4.9 – Resistências ao cortante (CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009)
REF CAA
Vu,exp (kN) 358 365 Vu,cal (kN) 269 273
Vu,exp/Vu,cal 1,33 1,34
Nos gráficos carga-flecha no meio do vão da figura 4.13, verifica-se, para uma
mesma carga, maior flecha na viga de concreto vibrado (menor valor de fc e menor
homogeneidade). Entretanto, parece ter havido algum problema no registro das
flechas da viga de CAA para cargas menores que cerca de 40kN que, pelo gráfico
seriam praticamente zero. Em face disso, pode ser que, na verdade, as flechas da viga
de CAA tivessem sido maiores que as registradas na figura 4.13.
147
Figura 4.12 – Seção transversal e armadura das vigas (dimensões em cm)
(CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009, p. 2922)
Figura 4.13 – Curvas carga-flecha das vigas (CUENCA, SERNA e PELUFO, 2009, p. 2926)
148
4.2. VIGAS DE CONCRETO PROTENDIDO
4.2.1 – Vigas ensaiadas por Naito et al. (2005)
Naito et al. (2005) compararam o comportamento de vigas de CAA com seção
transversal I pré-fabricadas e protendidas com o de vigas feitas com o concreto
vibrado normalmente usado nessas vigas empregadas em pontes. Os dois tipos de
concreto foram dosados para atingir a resistência à compressão de 46,9 MPa após
24h da concretagem e de 55,2 MPa aos 28 dias.de idade. No concreto vibrado, só foi
usado agregado graúdo com dmax de 19 mm, na porcentagem volumétrica de 39%; no
CAA, usou-se esse agregado em conjunto com outro de dmax igual a 9,5mm, tendo-se
a porcentagem volumétrica de 34%. Houve diferença também em relação aos tipos de
aditivos usados nesses concretos. As composições e as características no estado
fresco dos concretos são apresentadas na tabela 4.10.
Tabela 4.10 – Composições e características no estado fresco dos concretos (NAITO et al., 2005)
REF CAA Cimento Tipo III (kg/m3) 294 378 Escória de alto-forno (kg/m3) 151 126 Areia natural silicosa (kg/m3) 695 761 Agregado graúdo de diabase britado 19mm (kg/m3) 820 - Agregado graúdo de diabase britado 9,5mm (kg/m3) 327 979 a/c 0,34 0,32 Superplastificante (ml/m3) 2320 5270 Aditivo retardador de pega (ml/m3) 154 - Aditivo incorporador de ar (ml/m3) 93 76 Aditivo modificador de viscosidade (ml/m3) - 620 Teor de ar (%) 5,4 5,0 Abatimento (mm) 160 - Espalhamento (mm) - 541
Antes da liberação das cordoalhas, foi feita cura térmica do concreto das vigas,
com temperatura máxima em torno de 60 oC.
149
Para obtenção das propriedades dos concretos endurecidos, foram moldados
corpos-de-prova cilíndricos e prismáticos. Durante as primeiras 24h após a
concretagem, os corpos-de-prova foram curados sob as mesmas condições das vigas;
posteriormente, eles foram mantidos em condições padronizadas de umidade e
temperatura. A tabela 4.11 apresenta os resultados dos ensaios nos corpos-de-prova.
Segundo esses resultados, o CAA teve sempre maiores resistências que o concreto
vibrado e, aos 14 dias de idade, o CAA tinha menor valor de Ec, apesar do maior valor
de fc. Nos valores de fct,fl nota-se a inconsistência de diminuição com o aumento da
idade.
Tabela 4.11 – Características dos concretos no estado endurecido (NAITO et al., 2005)
REF CAA
fc,1 (MPa) 46,9 56,8
fc,14 (MPa) 51,8 55,0
fc,28 (MPa) 50,8 57,1
fc,101 (MPa) 61,7 71,9
Ec,14 (GPa) 38,8 34,8
fct, (MPa)
4,1 5,1 61 dias 38 dias
5,2 5,9 82 dias 89 dias
fct,fl (MPa)
6,4 7,3 61 dias 38 dias
5,3 6,1 82 dias 89 dias
Duas vigas armadas, com altura de 115 cm e 10,5m de comprimento foram
concretadas com cada um dos dois tipos de concreto. Em cada viga foram usadas 26
cordoalhas de 12,7mm de baixa relaxação (1860 MPa), sendo 24 delas localizadas na
mesa inferior e 2 na mesa superior da viga (figura 4.14). Como as vigas foram
ensaiadas sem a laje complementar com 215 mm de altura que existe nas pontes
feitas com essas vigas, para evitar ruptura por esmagamento do concreto e forçar
150
ruptura por tração, uma viga de cada tipo de concreto foi modificada, retirando-se o
cobrimento na região da seção onde seria aplicada carga e cortando-se as 14
cordoalhas localizadas mais ao fundo da viga. A seção modificada é mostrada na
figura 4.15.
Figura 4.14 – Dimensões e armaduras das vigas – dimensões em cm
(NAITO et al., 2005)
Figura 4.15 – Seção modificada das vigas (NAITO et al., 2005)
Após a liberação das cordoalhas, foram medidas a flecha inicial, encurtamento
imediato do concreto, pré-tração efetiva, comprimento de transferência, retração e
fluência. A flecha inicial, medida no meio do vão, foi cerca de 9,50mm e 6,35mm para
as vigas de concreto vibrado e auto-adensável, respectivamente, ou seja, a das vigas
de concreto vibrado foi 50% maior. Este resultado levou à conclusão de que o módulo
151
de elasticidade do concreto auto-adensável era maior que o do concreto vibrado no
momento da liberação das cordoalhas (24h), diferentemente do que foi obtido de
ensaios de corpos-de-prova aos 14 dias (tabela 4.11). O encurtamento elástico do
concreto também foi maior nas vigas de concreto vibrado (em torno de 10%), o que
confirmaria essa conclusão.
A figura 4.16 apresenta a protensão efetiva nas vigas de concreto vibrado e
auto-adensável ao longo de 78 dias, onde a data “0” corresponde ao momento da
concretagem. Nessa figura constam também os valores da protensão calculados
segundo procedimentos da AASHTO (American Association of State Highway and
Transportation) e PCI (Precast Prestressed Institute). Nota-se que as perdas de
protensão experimentais foram menores nas vigas de concreto auto-adensável e que,
em todas as vigas, as perdas foram bem menores do que as calculadas.
Figura 4.16 – Pré-tração efetiva ao longo do tempo nas vigas estudadas
1ksi = 6,895 MPa (NAITO et al., 2005, p.50)
Os comprimentos de transferência, obtidos a partir de deformações medidas no
concreto das vigas dos dois tipos de concreto, foram semelhantes entre si (cerca de
620mm) e ao valor calculado segundo procedimento da AASHTO e do PCI.
A figura 4.17 mostra as deformações específicas no concreto das vigas ao
longo do tempo (96 dias). As deformações por retração e fluência experimentais da
152
viga de concreto auto-adensável foram menores que as da viga de concreto vibrado e,
em ambas as vigas, essas deformações foram menores que as calculadas segundo
procedimento indicado pelo comitê ACI 209.
O esquema de ensaio das vigas sob carga teve três configurações. A
configuração “A” objetivava ruptura por flexão com esmagamento do concreto na mesa
comprimida, a “B1” ruptura por cortante e a “B2” ruptura por flexão com deformação
excessiva da armadura (seção com cordoalhas cortadas). Todas as quatro vigas foram
primeiro ensaiadas na configuração “A”. Nesta configuração, foi utilizado o vão total da
viga e a carga foi aplicada a uma distância igual à soma dos comprimentos de
transferência e de ancoragem (estimada em 2,35m) com a altura útil da viga. Após a
ruptura da viga por flexão na configuração “A”, um dos apoios foi movido até seção
fora da zona danificada, conforme mostrado na figura 4.18, ficando a viga com um vão
de aproximadamente 6m de comprimento (configurações “B1” e “B2”). Em ambas as
configurações “B1” e “B2”, a carga foi aplicada a uma distância correspondente à
soma estimada dos comprimentos de transferência e de ancoragem. Os ensaios sob
carga foram feitos para idades maiores que 36 dias. A tabela 4.12 apresenta um
resumo dos dados dos ensaios.
Figura 4.17 – Deformações por retração e fluência das vigas estudadas
(NAITO et al., 2005, p.53)
153
Figura 4.18 – Esquemas de montagem dos ensaios sob carga realizados, dimensões em m
(NAITO et al., 2005)
O módulo de elasticidade do concreto das vigas foi obtido a partir das
deformações específicas medidas no concreto da mesa comprimida quando as vigas
estavam submetidas a baixas cargas. Os valores apresentados na tabela 4.13.
mostram módulo de elasticidade do concreto auto-adensável 10% maior que o do
concreto vibrado. Esse resultado confirma os obtidos a partir do encurtamento elástico
e da flecha inicial, mas contradizem os resultados dos ensaios dos corpos-de-prova
aos 14 dias (tabela 4.11). Segundo os autores do estudo, esta inconsistência pode
decorrer da diferença na cura após as primeiras 24 horas. Enquanto os corpos-de-
prova foram mantidos em ambiente com condições controladas até o momento do seu
ensaio, as vigas foram submetidas a variação de temperatura e umidade.
Tabela 4.12 – Resumo dos dados dos ensaios (NAITO et al., 2005)
Configuração A B1 B2
Modo de ruptura Flexo- compressão Cisalhamento Flexo-
tração
No de ensaios de vigas de CAA 2* 1 1
No de ensaios de vigas REF 2 1 1
No de cordoalhas 26 26 12 Vão (m) 10,0 6,0 6,0
Distância do apoio à seção de aplicação da carga (m)
3,3 2,3 2,3
* Um dos ensaios foi desconsiderado, pois houve problema na aplicação da carga que levou a resistência menor
Os valores experimentais do momento fletor de fissuração, momento fletor
máximo e força cortante máxima apresentados na tabela 4.14 mostram que a
154
diferença entre esses valores das vigas de CAA e de concreto vibrado com mesma
configuração de ensaio não passou de 2%. As rupturas por flexão ocorreram com
momentos fletores de 1% a 4% maiores que os teóricos e as por cortante se deram
com cortantes cerca de 6% maiores que os teóricos.
Tabela 4.13 – Módulo de elasticidade das vigas (NAITO et al., 2005)
Configuração Concreto Ec (GPa) B1
CAA 39,2
39,0 A 40,5 B2 37,4 A
REF
38,3
35,8 B1 37,9 A 37,8
B2 29,2
Tabela 4.14 – Momento fletor de fissuração e momento fletor e cortante máximos experimentais (NAITO et al., 2005)
Concreto da viga
Configuração do ensaio
Mcr (kN.m)
Mmáx
(kN.m) Vmáx
(kN) Modo de ruptura
CAA B1 - 5007 2152 Cisalhamento A 2602 5024 1535 Flexo-compressão
B2 - 2198 952 Flexo-tração
REF
A 2575 5047 1542 Flexo-compressão B1 - 5061 2174 Cisalhamento A - 5007 1530 Flexo-compressão
B2 - 2238 969 Flexo-tração
A figura 4.19 mostra as curvas momento fletor-flecha na seção de aplicação da
carga para as vigas com ruptura por flexo-compressão, incluindo a que rompeu com
momento fletor menor que o das demais devido a problema de aplicação de
carregamento. As curvas referentes às vigas com ruptura por cortante estão na figura
4.20. Nessas figuras, encontram-se assinaladas as resistências teóricas nominais.
155
As figuras 4.19 e 4.20 indicam que, em geral, as flechas das vigas de CAA sob
carregamento tenderam a ser maiores que as das vigas de concreto vibrado, situação
contrária à verificada em relação às flechas quando da liberação das cordoalhas.
Figura 4.19 – Curvas momento fletor-flecha para as vigas ensaiadas na configuração “A”
1 in = 25,4 mm e 1 kip in = 0,113 kNm (NAITO et al., 2005, p.71)
Figura 4.20 – Curvas momento fletor-flecha para as vigas ensaiadas na configuração “B1”
1 in = 25,4 mm e 1 kip in = 0,113 kNm (NAITO et al., 2005, p.72)
4.2.2 – Vigas ensaiadas por Zia, Nunez e Mata (2005)
Durante a construção de uma ponte na Carolina do Norte, Zia, Nunez e Mata
(2005) investigaram a possibilidade de usar CAA nas vigas pré-fabricadas protendidas
156
a serem usadas nessa ponte. Eles ensaiaram três vigas com a seção transversal
mostrada na figura 4.21, sendo duas confeccionadas com concreto auto-adensável e
uma com o concreto vibrado normalmente usado nessas vigas. As vigas tinham vão
de 16,7m, 18 cordoalhas de baixa relaxação com diâmetro de 12,7mm e cada
cordoalha foi pré-tracionada com uma força de 131,8 kN. As três vigas foram
produzidas na mesma pista de protensão.
Figura 4.21 – Seção transversal das vigas (dimensões em mm), com indicação das 4
cordoalhas em cuja extremidade foram colocadas células de carga (ZIA, NUNEZ e MATA, 2005, p. 24)
Os concretos foram dosados para atingir a resistência de 27,6 MPa no
momento de liberação das cordoalhas e a resistência à compressão aos 28 dias de
34,5 MPa. A diferença entre os materiais usados nos dois tipos de concreto, além das
suas proporções, foram o tipo de superplastificante e a dimensão máxima do
agregado. As composições dos concretos são apresentadas na tabela 4.15 e as
características dos concretos nos estados fresco e endurecido na tabela 4.16.
157
Tabela 4.15 – Composição dos concretos (ZIA, NUNEZ e MATA, 2005)
REF CAA Cimento tipo III (kg/m3) 403 481 Agregado graúdo de granito (kg/m3) 1009* 1330** Agregado miúdo de calcário marinho britado (kg/m3) 1295 1300 Água (kg/m3) 168 203 a/c 0.42 0.42 Aditivo incorporador de ar (ml/m3) 79 94 Aditivo inibidor de corrosão (l/m3) 15 15 Aditivo retardador de pega (ml/m3) 1052 1253 Superplastificante tipo I (ml/m3) 1315 - Superplastificante tipo II (ml/m3) - 3133 * dmax=19mm; **dmax= 12,5mm
Tabela 4.16 – Características dos concretos nos estados fresco e endurecido (ZIA, NUNEZ e MATA, 2005)
REF CAA1 CAA2 Abatimento (mm) 152 - - Espalhamento (mm) - 610 603 Teor de ar (%) 3,4 4,0 5,7 fc,18h (MPa)* 32,4 38,3 37,6 fc,7 (MPa) 45,5 61,9 51,3 fc,28 (MPa) 50,2 75,7 72,7 fct,fl,28 (MPa) 3,92 3,80 3,77 Ec,28 (GPa) 20,7 24,1 22,1 Ec,18h (GPa)** 30,3 30,3 30,3 Ec,98 (GPa)*** 31,7 32,4 30,3 * momento de liberação das cordoalhas ** determinado a partir na flecha inicial *** determinado a partir das flechas medidas no ensaio sob carga
A cura do concreto da vigas foi feita colocando-se água no seu topo e sob
temperatura ambiente entre 32oC e 21oC. Os corpos-de-prova de concreto foram
mantidos sob as mesmas condições de cura que as vigas.
Após a liberação das cordoalhas, foram medidos a flecha inicial das vigas, o
deslizamento das cordoalhas e o comprimento de transferência. A flecha inicial foi de
6,4mm para todas as vigas e o deslizamento médio das 4 cordoalhas onde ele foi
medido foi de 3,9 mm, 2,6 mm e 4,2 mm para as vigas REF, CAA1 e CAA2,
158
respectivamente. O comprimento de transferência das cordoalhas no topo e no fundo
das vigas ficou no intervalo de 762mm a 1020mm.
Aos 98 dias de idade, as três vigas foram simplesmente apoiadas e submetidas
a uma carga inicial de 55,2 kN no meio do vão, que depois foi aumentada, em etapas,
até 248 kN (carga de serviço). Nenhuma fissura de flexão foi observada nas três vigas.
A cada etapa de carga, mediu-se flecha nas vigas e, após o descarregamento,
verificou-se que as vigas retornaram à configuração inicial.
As curvas carga-flecha das três vigas ensaiadas estão no gráfico da figura
4.22. Nele observa-se que todas as vigas apresentaram comportamento linear, sendo
as flechas da viga CAA2 maiores que as das demais vigas.
Figura 4.22 – Curvas carga-flecha das vigas, 1 in = 25,4 mm e 1 kip = 4,45 kN
(ZIA, NUNEZ e MATA, 2005, p. 63)
4.2.3 – Vigas ensaiadas por Ruiz et al. (2007)
Ruiz et al. (2007) investigaram as perdas de protensão em vigas
confeccionadas com dois tipos de concreto auto-adensável e um tipo de concreto
vibrado, dosados para atingir resistência à compressão na idade de liberação das
cordoalhas de 48 MPa e aos 28 dias de 83 MPa.
O estudo abrangeu dez vigas com 5,50 m de comprimento e seção transversal
retangular com 165 mm de largura e 305 mm de altura, sendo três delas de concreto
159
vidrado e as outras sete de CAA. Todas as vigas tinham duas cordoalhas de baixa
relaxação com diâmetro de 15,2mm localizadas na sua parte inferior. As outras
armaduras das vigas são mostradas na figura 4.23.
Figura 4.23 – Armaduras das vigas, dimensões em mm (RUIZ et al., 2007, p. 103)
Para o concreto vibrado e um dos tipos de concreto auto-adensável (CAAI) foi
utilizado cimento tipo ASTM I, equivalente ao ABNT CP I, enquanto que para o outro
concreto auto-adensável foi utilizado cimento tipo ASTM III, equivalente ao ABNT CP
V, (CAAIII). Neste CAA, parte do cimento foi substituída por cinza volante. As
composições e as características dos concretos no estado fresco e endurecido são
apresentadas nas tabelas 4.17 e 4.18.
As cordoalhas foram pré-tracionadas com uma tensão igual a 75% da sua
resistência à tração (0,75 fst≈1396 MPa). Quando da pré-tração, o valor médio de fc do
grupo de vigas de concreto vibrado era 64 MPa e o das vigas de CAA era 53 MPa; aos
28 dias esses valores passaram para 83 MPa e 80 MPa, respectivamente. As tensões
nas cordoalhas foram obtidas a partir das deformações nelas medidas. As medições
foram feitas antes da liberação das cordoalhas, logo após a liberação das cordoalhas
e aos 3, 5, 7, 14 e 28 dias após a liberação, passando depois a serem feitas
mensalmente.
160
Tabela 4.17 – Composição dos concretos (RUIZ et al., 2007)
CAAI CAAIII REF Cimento (kg/m3) 563 479 534 Cinza volante (kg/m3) 0 83 0 Agregado graúdo de calcário, dmax=9,5 mm (kg/m3) 801 801 1067 Areia natural de rio (kg/m3) 874 830 716 Água (kg/m3) 169 180 139
a/c 0.30 0,38 0,26 a/f 0,30 0,32 0,26 Superplastificante tipo 1 variável* variável* variável* Superplastificante tipo 2 variável* 0 0 Modificador de viscosidade variável* variável* 0 * função da temperatura ambiente
Tabela 4.18 – Características dos concretos (RUIZ et al., 2007)
Espalhamento (mm)
Abatimento (mm)
fc,j (MPa)
fc,28
(MPa)
Perdas de Protensao (MPa)
Imediata Total
CAA I - 3 770 - 49,8 78,1 75,8 158,0 CAA I - 5 775 - 51,2 78,7 75,8 132,0 CAA I - 6 705 - 50,5 80,9 90,9 151,0 CAA I - 7 667 - 58,3 75,8 79,2 153,0 CAA I - 8 743 - 59 82,9 82,0 144,0 CAA III - 3 692 - 48,8 71,3 90,9 176,0 CAA III - 5 622 - 56,7 88,8 96,5 176,0
REF - 3 - 241 68,4 86,3 110,0 176,0 REF - 5 - 222 57 73,8 86,1 138,0 REF - 6 - 241 66,1 90,3 87,5 144,0
j – idade na ocasião da liberação das cordoalhas: 24h a 30h
Na figura 4.24 são mostradas as perdas de protensão totais nas vigas ao longo
do tempo. Nota-se que a tendência de comportamento é a mesma para todas as
vigas, havendo uma perda considerável nos primeiros 28 dias e pequena variação
após essa idade. As perdas de protensão totais variaram entre cerca de 132 MPa e
176 MPa (depois de cerca de 124 dias), sendo que no grupo de vigas de concreto
vibrado o valor médio foi de 153 MPa e no das vigas de CAA foi de 156 MPa.
Comparações das perdas de protensão experimentais com as calculadas
segundo procedimento indicado em relatório do Transportation Research Board
161
(NCHRP 496), de 2003, indicaram que, em média, as calculadas foram cerca de 30%
maiores.
Figura 4.24 – Perdas de protensão ao longo do tempo, 1 ksi = 6,895 MPa
(RUIZ et al., 2007, p. 104)
4.2.4 – Vigas ensaiadas por Burgueño e Bendert (2007)
Estudo realizado por Burgueño e Bendert (2007), em parceria com o
Departamento de Transportes do estado de Michigan (EUA), visou verificar o
comportamento estrutural a curto e longo prazo de vigas-caixão protendidas de
concreto auto-adensável usadas em uma ponte, em laboratório e in loco. Das seis
vigas da ponte, três foram fabricadas com CAA com diferentes composições e as
outras três com um tipo de concreto vibrado tomado como de referência.
Antes da utilização das vigas na ponte, oito vigas (duas para cada tipo de
concreto) foram fabricadas para serem ensaiadas em laboratório. As vigas-caixão
tinham 914 mm de largura, 686 mm de altura e comprimento total de 15,8 m. Para a
armadura ativa foram utilizadas 18 cordoalhas de 7 fios com diâmetro nominal de
15,2mm (fst=1860MPa), de baixa-relaxação, em quatro diferentes camadas, como
mostrado na figura 4.25. A armadura longitudinal da mesa superior era formada por 5
162
barras com 12,7mm de diâmetro e a armadura transversal era constituída de estribos
abertos com 12,7mm de diâmetro espaçados de 152 mm ao longo dos comprimentos
de 1,83m a partir das extremidades e espaçados de 304mm no comprimento restante.
A diferença entre essas vigas e as usadas na ponte foi a ausência da laje
superior de solidarização das vigas e das armaduras que ligariam as vigas à laje.
Figura 4.25 – Seção das vigas-caixão (BURGUEÑO e BENDERT, 2007, p.74)
Os concretos auto-adensáveis foram dosados para atingir a resistência à
compressão mínima de 35 MPa na idade de 1 dia (momento da liberação das
cordoalhas) e 38 MPa aos 28 dias de idade. Todos os concretos foram produzidos
com diferentes proporções dos mesmos materiais (não foram usadas adições), com
exceção do concreto vibrado, onde não foi utilizado aditivo modificador de viscosidade.
As composições dos concretos são apresentadas na tabela 4.19.
163
Tabela 4.19 – Composições dos concretos (BURGUEÑO e BENDERT, 2007)
CAA 1 CAA 2 CAA 3 REF
Cimento Tipo III (kg/m3) 318 318 318 256 Areia (kg/m3) 722 686 599 614 Agregado graúdo (kg/m3) 613 613 658 854 Água (kg/m3) 116 129 145 69 Aditivo incorporador de ar (%) 0,056 0,056 0,106 0,106 Superplastificante (%) 0,84 0,67 0,60 0,63 Modificador de viscosidade (%) 0,056 0,11 0,33 -
a/c 0,36 0,41 0,46 0,38
Os vãos e posicionamento das cargas adotados nos ensaios que objetivavam
ruptura de flexão e de cortante podem ser vistos nas figuras 4.26 e 4.27,
respectivamente. Nos ensaios onde se desejava ruptura por cortante das vigas de
concreto vibrado, a distância entre os apoios e as cargas foi de 3,35m, ficando as suas
resistências à flexão e ao cortante muito próximas. Em vista disso, para garantir
ruptura por cortante, nas vigas de CAA essa distância foi mudada para 2,74m, ficando
estas vigas com relação a/d igual a 82% da relação das vigas de concreto vibrado.
Figura 4.26 – Esquema dos ensaios com ruptura por flexão – dimensões em metros
(BURGUEÑO e BENDERT, 2007)
Figura 4.27 – Esquema dos ensaios com ruptura por cortante – dimensões em metros
(BURGUEÑO e BENDERT, 2007)
164
Nas vigas ensaiadas com ruptura por flexão, as resistências do concreto à
compressão foram 56MPa (REF), 57MPa (CAA1), 47MPa (CAA2) e 46MPa (CAA3).
As curvas momento fletor máximo-curvatura dessas vigas (figura 4.28) não mostram
diferenças relevantes entre os comportamentos das vigas de concretos vibrado e auto-
adensáveis. Em todas as vigas verificou-se esmagamento do concreto posterior ao
escoamento da armadura ativa e a diferença entre os momentos fletores máximos
atingidos não passou de 4%. Na figura 4.28, as retas tracejadas representam os
momentos de ruptura teóricos, determinados considerando para resistência à
compressão do concreto o valor previsto de 38MPa, descontando-se ou não os nichos
de onde sairiam as armaduras que ligariam as vigas à laje superior, que só na viga de
CAA2 foram preenchidos (com graute).
Figura 4.28 – Relações momento fletor máximo- curvatura
1 in. = 25,4mm e 1 kip.ft = 1,356 kN.m (BURGUEÑO e BENDERT, 2007, p.75)
Nas vigas ensaiadas com ruptura por cortante, as resistências do concreto à
compressão foram 59MPa (REF), 52MPa (CAA1), 53MPa (CAA2) e 48 MPa (CAA3).
Dessas vigas, a de CAA3 teve ruptura devido à ação combinada de cortante e flexão
(esmagamento do concreto do banzo comprimido); as demais tiveram ruptura por
cortante. Também essas vigas tiveram relações momento fletor máximo-curvatura sem
165
diferenças relevantes e cargas de ruptura maiores que as teóricas, calculadas
considerando para resistência à compressão do concreto o valor previsto de 38MPa.
Nas vigas que fazem parte da ponte, de um lado do eixo de simetria
longitudinal ficaram 3 vigas de concreto vibrado e do outro lado 3 vigas de CAA (uma
de cada tipo de CAA). Uma das vigas de concreto vibrado e todas as vigas de CAA
foram instrumentadas, para verificação de seu comportamento durante a construção e
utilização da ponte. Deformações específicas medidas na mesa inferior de uma seção
transversal mostraram variações similares ao longo do tempo para todas as vigas da
ponte.
4.2.5 – Vigas ensaiadas por Erkmen, Shield e French (2007)
Erkmen, Shield e French estudaram o comportamento estrutural de vigas pré-
fabricadas protendidas confeccionadas com diferentes concretos auto-adensáveis,
visando verificar a possibilidade de usar esses concretos em elementos de pontes.
Duas vigas de CAA e uma viga de concreto vibrado foram concretadas ao mesmo
tempo e na mesma pista de protensão em cada uma de duas fábricas diferentes.
Corpos-de-prova cilíndricos foram moldados para o monitoramento da resistência à
compressão e do módulo de elasticidade ao longo do tempo.
Os concretos foram dosados para atingir uma resistência à compressão na
data de liberação das armaduras ativas e aos 28 dias de 51,7 MPa e 62,0 MPa,
respectivamente. Os concretos vibrados eram os normalmente usados nas fábricas.
Cimento portland (ASTM tipo III, na fábrica A, e tipo I, na fábrica B) e cinza volante
foram usados como aglomerantes. Como agregados foram usados os disponíveis em
cada fábrica. Na fábrica A, para agregados graúdos dos concretos auto-adensáveis,
foi usada uma combinação de seixos rolados com dimensões máximas de 19mm e
9,5mm; no concreto vibrado, usou-se apenas o com dimensão máxima de 19mm. Na
fábrica B, foi utilizado calcário britado com dimensão máxima de 12,5mm para o CAA
166
e seixo com dimensão máxima de 19mm para o concreto vibrado (de diferente origem
do usado na fábrica A). Como agregado miúdo foi sempre utilizada areia natural.
Diferentes tipos de aditivos foram usados nas misturas. Na tabela 4.20 são
apresentadas as composições e as características dos concretos no estado fresco.
Tabela 4.20 – Composições e propriedades no estado fresco dos concretos (ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)
Materiais Fábrica A Fábrica B
A-CAA1 A-CAA2 A-REF B-CAA1 B-CAA2 B-REF
Cimento (kg/m3) 4793 3593 4453 4201 4391 3921 Cinza Volante (kg/m3) - 120 - 83 62 69 Água (kg/m3) 178 168 151 167 173 109 a/c 0.37 0.47 0.34 0.40 0.39 0.28 a/f 0.37 0.35 0.34 0.33 0.35 0.24 Agregado graúdo (kg/m3) 500* 500* 964* - - 1092## Agregado graúdo (kg/m3) 492** 492** - 825# 831# - Areia (kg/m3) 774 774 847 939 940 745 Superplastificante (%) 0,34 0,30 - 0,56 0,58 0,32 Modificador de Viscosidade (%) 0,04 0,08 - 0,08 0,10 - Retardador de pega (%) 0,08 0,24 0,06 - - 0,16 Plastificante (%) - - 0,42 - - 0,16 Abatimento (mm) - - 250 - - 240 Espalhamento (mm) 660 - - 710 - 740 1 cimento ASTM I; 3 cimento ASTM III; *seixo dmax=19mm; **seixo dmax=9,5mm; #calcário britado dmax=12,5mm; ##calcário britado dmax=19mm;
Todas as vigas tinham seção transversal I típica de vigas usadas em pontes
(figura 4.29), vão de 11,6 m e 40 cordoalhas de 12,7mm de baixa relaxação, número
máximo possível de cordoalhas. Este número visou a situação desfavorável de
congestionamento de armadura e tensão de compressão no concreto no momento da
liberação das cordoalhas igual a 60% da sua resistência. Dessas cordoalhas, 36 foram
colocadas na mesa inferior e 4 na mesa superior. Elas foram pré-tracionadas com
tensão igual a 75% da nominal de ruptura. A armadura transversal foi dimensionada
para que ruptura por cortante fosse evitada.
Apenas na viga de concreto A-CAA2 foi verificada segregação.
167
As características do concreto no estado endurecido (resistência à compressão
e módulo de elasticidade) são apresentadas na tabela 4.21. Nela constata-se que os
concretos vibrados tiveram sempre maiores resistências à compressão que os auto-
adensáveis.
Figura 4.29 – Seção transversal das vigas, dimensões em mm
(ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007, p. 150)
Tabela 4.21 – Propriedades do concreto no estado endurecido (ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)
Dias*
(A/B)
A-CAA1 A-REF B-CAA1 B-CAA2 B-REF
fc
(MPa)
Eexp/
Ecalc
fc
(MPa)
Eexp/
Ecalc
fc
(MPa)
Eexp/
Ecalc
fc
(MPa)
Eexp/
Ecalc
fc
(MPa)
Eexp/
Ecalc
1/1 46,7 - 56,9 - 42,3 - 49,5 0,99 53,6 -
2/2** 48,8 - 68,9 - 53,8 1,07 53,4 1,02 64,5 0,95
3 52,5 - 68,5 - - - - - - -
4 53,0 - 73,1 - - - - - - -
5*** 56,5 0,93 76,4 1,02 67,9 0,98 64,9 0,98 75,6 0,92
6 57,8 0,93 78,0 1,02 - - - - - -
11/10 58,3 0,92 82,3 0,98 72,9 0,97 74,3 0,93 84,7 0,95
18 - - - - 77,2 1,00 77,8 0,99 90,9 0,90
29/28 60,3 0,89 80,0 0,99 73,4 1,02 76,0 1,01 94,1 0,94
32 66,0 0,86 81,3 0,99 - - - - - -
56 - - - - 80,2 0,97 76,9 1,04 90,3 0,96
113/141 66,5 0,86 85,9 0,99 85,8 0,94 81,4 1,00 91,1 0,98
184 66,9 0,86 79,1 0,94 * Dias após a concretagem Eexp = Módulo
de elasticidade
medido 262 68,8 - 82,0 -
** Liberação dos cabos na
fábrica B
300 62 0,95 84,5 1,02
*** Liberação dos cabos na
fábrica A Ecalc = 5700 fc
0,5
com fc medido 385 68,4 0,92 82,0 1,06
168
Os comprimentos de transferência experimentais (obtidos a partir de
deformações medidas no concreto) e calculados segundo ACI 318:2005 e
AASHTO:2004 são mostrados na tabela 4.22. Nas vigas de concretos vibrados, com
maior resistência à compressão, os comprimentos de transferência medidos foram
menores que os das vigas de CAA. Os valores dos comprimentos de transferência
calculados são bem superiores aos medidos.
Tabela 4.22 – Comprimentos de transferência medidos e calculados
(ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)
Fábrica A Fábrica B
A-CAA1 A-REF B-CAA1 B-CAA2 B-REF
Medidos 376mm 211mm 292mm 303mm 272mm ACI 318:2005 767mm AASHTO:2004 762mm
As perdas de protensão foram obtidas a partir de medições com extensômetros
colados nas cordoalhas e embutidos no concreto. As perdas imediatas, decorrentes do
encurtamento imediato do concreto (tabela 4.23), coerentemente com os valores de
módulo de elasticidade medidos, foram maiores nas vigas de concretos auto-
adensáveis.
Nos grupos de vigas das duas fábricas, as flechas e perdas de protensão totais
ao longo do tempo (11 meses – fábrica A; 3 meses – fábrica B) foram maiores nas
vigas de concretos auto-adensáveis e em todas as vigas os valores medidos foram
menores que os calculados.
Tabela 4.23 – Perdas de protensão imediatas medidas (ERKMEN, SHIELD e FRENCH, 2007)
Fábrica A Fábrica B
A-CAA1 A-REF B-CAA1 B-CAA2 B-REF
Relaxação (MPa)* 19,3 22,1 Encurtamento elastico (Mpa) 131 126 133 139 128
Total (Mpa) 150 146 155 161 150 *Calculada segundo o método PCI
169
4.2.6 – Vigas ensaiadas por Gross, Yost e Gaynor (2007)
Gross, Yost e Gaynor ensaiaram oito vigas de seção T, em escala reduzida
(140 mm de altura, vão de 3,05m, relação vão/altura de aproximadamente 20), e
protendidas com apenas um fio de 5,3 mm de diâmetro (fst=1850MPa), com o intuito
de investigar seu comportamento ao longo do tempo (perdas de protensão e flechas).
A seção transversal das vigas é mostrada na figura 4.30. Há que se comentar a
inadequação da dimensão máxima de agregado de 19mm (tabela 4.24) para a altura
da mesa de 38mm.
Figura 4.30 – Seção transversal das vigas, dimensões em mm
(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p.89)
Quatro das vigas foram produzidas com CAA e as outras quatro com concretos
vibrados, todos com resistência à compressão aos 2 dias de cerca de 41 MPa e aos
28 dias da ordem de 55 MPa. Foram moldadas duas vigas idênticas com cada
concreto, sendo uma para ser ensaiada sob carga (a partir dos 29 dias após a
liberação do fio) e a outra para ser mantida sem carga nenhuma além do seu peso
próprio. As vigas foram monitoradas por um período de 300 dias e a resistência à
compressão e o módulo de elasticidade dos concretos foram monitorados
simultaneamente a partir de ensaios realizados em corpos-de-prova cilíndricos de
100mm de diâmetro por 200 mm de altura.
As composições e as características no estado fresco e endurecido dos
concretos são apresentadas na tabela 4.24. Os concretos foram confeccionados com
170
os mesmos materiais, mas com uma menor quantidade de agregado graúdo e
inclusão de aditivo modificador de viscosidade nos concretos auto-adensáveis. Vigas e
corpos-de-prova foram mantidos nas mesmas condições ambientais. As resistências à
compressão dos CAA foram maiores, mas os módulos de elasticidade foram menores
que os dos concretos vibrados. Aos 28 dias, os módulos dos CAA foram 28% menores
que os dos vibrados.
Tabela 4.24 – Composição e propriedades dos concretos
(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007)
REF1 REF2 CAA1 CAA2
Cimento Tipo III (kg/m3) 431 583 Sílica ativa (kg/m3) 37 44 Água (kg/m3) 178 219 Agregado graúdo dmáx=19mm (kg/m3) 1066 716 Agregado miúdo (kg/m3) 697 744 Superplastificante (ml/m3) 59 59 113 107 Aditivo modificador de viscosidade (kg/m3) - - 12 12
a/f 0.38 0.35 Teor de ar (%) 4,5 4,0 3,5 2,5 Abatimento (mm) 20 210 - - Espalhamento (mm) - - 597 603 fc,2 (MPa) 40,8 40,1 46,3 42,1 fc,28 (MPa) 58,0 55,0 62,1 57,1 Ec,2 (GPa) - - 34,5 32,6 Ec,28 (GPa) 46,2 44,8 36,2 34,7
Oito cilindros com 100mm de diâmetro e 710mm de comprimento foram
confeccionados com cada concreto para o monitoramento da retração e fluência na
situação de sem e com carga. Um cilindro de cada tipo de concreto foi mantido com
uma carga correspondente a 30% da resistência à compressão aos 3 dias de idade,
enquanto outro cilindro foi mantido sem carga. A retração foi obtida analisando o
encurtamento nos cilindros sem carga e a fluência analisando o encurtamento nos
cilindros carregados, descontado o encurtamento medido nos cilindros sem carga. Os
resultados das análises ao longo do tempo da retração e fluência são mostrados nas
figuras 4.31 e 4.32. Nelas, pode-se observar que a retração e a fluência foram maiores
171
nos concretos auto-adensáveis (menor teor de agregado graúdo e menor módulo de
elasticidade).
Figura 4.31 – Retração ao longo do tempo (GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 89)
Figura 4.32 – Fluência ao longo do tempo (GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 89)
Depois do fio de cada viga ser pré-tracionado com uma tensão de cerca de
1200 MPa, as vigas foram concretadas. Elas foram desformadas após 24h e após 48h
os fios foram liberados, depois do que as vigas e respectivos corpos-de-prova foram
mantidos sob condições ambientais controladas. Deformações específicas medidas
nos fios indicaram perdas de protensão nos primeiros dois dias, antes da liberação dos
fios, que foram avaliadas em 3,5% da tensão inicial. Quando da liberação dos fios,
172
observou-se pequena tensão de tração no topo das vigas, insuficiente para causar sua
fissuração.
Aos 29 dias após a liberação dos fios, metade das vigas recebeu carga de
aproximadamente 2,4 kN, no meio do vão.
Verificou-se que as perdas na protensão devido ao encurtamento inicial do
concreto foram, em média, de 3,6% da tensão inicial para as vigas de CAA e de 2,6%
para as de concreto vibrado. Teve-se, portanto, perdas 38% maiores nas vigas de
concreto auto-adensável. Comparando-se as figuras 4.33 e 4.34, verifica-se que as
perdas ao longo do tempo também foram maiores nas vigas de CAA. A média das
perdas nas vigas mantidas sem sobrecarga foi de 27,1% da tensão inicial para as
vigas de CAA e de 15 % para as de concreto vibrado. Nas vigas com carga, as perdas
foram de 16,7 % e 9,9 % para as vigas de CAA e de concreto vibrado,
respectivamente. Isso corresponde a uma perda 80% maior nas vigas de CAA sem
carga e 68% maior nas vigas com carga.
Coerentemente com as perdas de protensão, as flechas das vigas de CAA
foram maiores que as das de concreto vibrado (figuras 4.35 e 4.36). Aos 300 dias, a
diferença foi de cerca de 70%.
Figura 4.33 – Perdas de protensão ao longo do tempo nas vigas de concreto vibrado (GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 91)
173
Figura 4.34 – Perdas de protensão ao longo do tempo nas vigas de CAA
(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 91)
Figura 4.35 – Flechas ao longo do tempo nas vigas de concreto vibrado
(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 91)
Figura 4.36 – Flechas ao longo do tempo nas vigas de CAA
(GROSS, YOST e GAYNOR, 2007, p. 91)
174
4.2.7 – Vigas ensaiadas por Choulli, Marí e Cladera (2008)
Choulli, Marí e Cladera ensaiaram 6 vigas de seção transversal I protendidas
de concretos auto-adensáveis com resistência à compressão em torno de 90 MPa,
visando analisar seu comportamento ao cortante, comparando-o com o de vigas de
concretos vibrados de mesma resistência à compressão. O esquema de ensaio foi tal
(figura 4.37) que a cada viga corresponderam dois ensaios onde tinha-se relação a/d
igual a 3,2 (ensaio extremidades E e W). Além do tipo de concreto, nas vigas
variaram-se o número de cabos (diâmetro de 12,7mm) e a tensão de protensão, a
armadura longitudinal passiva distribuída ao longo da altura da alma e a armadura
transversal (figura 4.38). Nas vigas com armadura longitudinal passiva distribuída ao
longo da altura da alma, ela foi diferente nos lados E e W; nas vigas com armadura
transversal, esta armadura foi sempre a mesma.
Os concretos foram confeccionados com os mesmos materiais em proporções
diferentes, exceto pela existência de fíler calcário nos auto-adensáveis (tabela 4.25).
Figura 4.37 – Esquemas de ensaio adotados para cada viga – dimensões em m
(CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008, p.134)
As características das vigas relativas a cada ensaio encontram-se na tabela
4.26. Nas vigas com 14 cordoalhas, a tensão no concreto decorrente da protensão era
11,4 MPa e nas com 8 cordoalhas era 7,11 MPa.
175
Figura 4.38 – Seção transversal e armaduras das vigas, diâmetros em mm e demais
dimensões em cm (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2007, p.133)
Tabela 4.25 – Composição dos concretos (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008)
Materiais REF CAA
Cimento CEM I 52,5 R (kg/m3) 400 338 Filer calcário (kg/m3) - 120 Água (kg/m3) 200 160 Agregado graúdo dmax=12mm (kg/m3) 975 520 Agregado miúdo (kg/m3) 936 785 Superplastificante (l/m3) 6 6 a/c 0.5 0.47 a/f 0.5 0.35
A menos da CAA-2-T-E, com ruptura onde a flexão predominou, as vigas
tiveram ruptura por cortante ou ruptura pela ação combinada de cortante e flexão.
A armadura ativa das vigas sem e com armadura transversal não chegou a
atingir a tensão de escoamento. Nas vigas com estribos, eles apresentaram
176
deformações maiores que a correspondente à tensão de escoamento; em alguns
casos, a armadura longitudinal passiva ao longo da altura da alma também chegou a
escoar. Esta armadura, em geral, contribuiu para o aumento da resistência ao cortante
e proveu maior controle da fissuração.
Tabela 4.26 – Características das vigas (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008)
Ensaio fc,28
(MPa)
No cordoalhas Φ=12,7mm
Armadura transversal
(fy=525 MPa)
Armadura longitudinal na
alma Vu (kN)
CAA-1-E 99 14
Nenhuma Nenhuma
490
CAA-1-W 514
CAA-2-E 96 8
353
CAA-2-W 361
REF-2-T-E 90 8
φ8 c/ 200mm
10 Φ 10 c/ 80mm 721
REF-2-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 683
CAA-2-T-E 96 8
10 Φ 10 c/ 80mm 625
CAA-2-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 605
REF-1-T-E 81 14
10 Φ 10 c/ 80mm 779
REF-1-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 741
CAA-1-T-E 91 14
10 Φ 10 c/ 80mm 632
CAA-1-T-W 6 Φ 10 c/ 160mm 749
Comparando a resistência ao cortante dos trechos de vigas onde a única
diferença era o tipo de concreto (auto-adensável ou vibrado), contata-se que, a menos
do caso dos REF-1-T-W e CAA-1-T-W, cujas resistências foram praticamente iguais,
as resistências dos de concreto vibrado foram de 13% a 23% maiores, apesar da
resistência à compressão dos CAA ser um pouco maior. Segundo os autores do
estudo, essa diferença decorreu da maior contribuição do engrenamento dos
agregados na resistência ao cortante no caso de elementos de concreto vibrado. Por
outro lado, as vigas de CAA apresentaram menor abertura de fissura e maior
ductilidade que as similares de concreto vibrado. O comportamento diferenciado, após
a fissuração das vigas, pode ser verificado na figura 4.39, onde é feita comparação
entre as curvas carga-flecha obtidas nos ensaios REF-2-T-W e CAA-2-T-W.
177
Figura 4.39 – Curvas carga-flecha para vigas de CAA e concreto vibrado de mesmas características (CHOULLI, MARÍ e CLADERA, 2008, p.138)
Comparando as resistências ao cortante experimentais com as calculadas
segundo expressão do EC-2, os autores verificaram que, para todas as vigas
ensaiadas essa expressão forneceu valores conservadores, pois ela subavalia o efeito
da protensão na resistência ao cortante.
4.2.8 – Vigas ensaiadas por Wehbe et al. (2009)
Wehbe et al. (2009) investigaram o comportamento de três vigas pré-fabricadas
protendidas com seção transversal I usadas em pontes, confeccionadas com
concretos auto-adensável e vibrado, ambos dosados para atingir a resistência à
compressão de 45 MPa no momento da liberação das cordoalhas e de 48 MPa aos 28
dias. Duas das vigas foram concretadas com concreto auto-adensável e uma com
concreto vibrado. As composições dos concretos e suas características no estado
fresco são apresentadas na tabela 4.27. Entre os dois tipos de concretos, além dos
teores dos materiais constituintes, houve diferenças na dimensão máxima dos
agregados e nos aditivos.
178
As três vigas estudadas foram concretadas na mesma pista de protensão,
tinham altura de 91cm, 12 cordoalhas de baixa relaxação de 7 fios com diâmetro de
15,2mm (tensão nominal de ruptura de 1900MPa) e 4 barras com diâmetro de 12,7mm
dispostas no topo das vigas para resistir às tensões de tração provenientes da pré-
tração.
Tabela 4.27 – Composições e características no estado fresco dos concretos (WEHBE et al., 2009)
REF CAA LAJE
Cimento (kg/m3) 318 363 247 Cinza volante (kg/m3) - - 44 Agregado miúdo (kg/m3) 544 609 522 Agregado gráudo de calcário 9,5mm (kg/m3) - 660 - Agregado gráudo de calcário 19mm (kg/m3) 850 - 850 Água (kg/m3) 100 109 104
a/c 0.31 0.30 0.36 Superplastificante (kg/m3) 3,7 - 2,83 Retardador de pega (kg/m3) 0,40 0,68 - Incorporador de ar (kg/m3) 0,28 0,43 0,23 Modificador de viscosidade (kg/m3) - 6,40 - Teor de ar (%) 6,3 4,9 5,1 Abatimento (mm) 188 - 196 Espalhamento (mm) - 635 -
Para simular o efeito da laje moldada in loco sobre as vigas na ponte, foi
concretada uma laje sobre as vigas com espessura de 25cm e armadura mínima para
efeitos de retração e temperatura de acordo com a ACI 318:2005. O concreto utilizado
na laje das três vigas foi um concreto vibrado com resistência à compressão prevista
de 34 MPa aos 28 dias. A composição desse concreto é apresentada na tabela 4.27.
As seções transversais das vigas e armaduras são mostradas na figura 4.40.
Os corpos-de-prova cilíndricos moldados com os concretos de cada viga foram
curados por 24h de maneira similar à utilizada nas vigas (cura térmica), tendo depois
sido mantidos em condições ambientais de laboratório. As resistências à compressão
obtidas nos seus ensaios são apresentadas na tabela 4.28.
179
As cordoalhas foram liberadas após os concretos das vigas atingirem a
resistência à compressão mínima de 45 MPa. Os comprimentos de transferência, as
perdas de protensão e as flechas medidas antes dos ensaios sob carga estão na
tabela 4.29.
Figura 4.40 – Dimensões e armaduras das vigas estudadas, dimensões em mm
(WEHBE et al., 2006, p.66 e 68)
Tabela 4.28 – Resistências à compressão dos concretos (WEHBE et al., 2009)
Viga Laje
REF CAA1 CAA2 REF CAA1 CAA2
fc,1 (MPa) 48,0 49,2 56,3
fc,7 (MPa) 62,5 55,5 62,2 43,9 46,5 45,3
fc,28 (MPa) 65,2 51,7 67,6
fc,j* (MPa) 70,3 55,8 71,8 50,9 49,4 52,2
*j - idade na data de ensaio da viga sob carga j = 83 dias para REF j = 48 dias para CAA1 j = 69 dias para CAA2
180
Em relação à viga de concreto vibrado, a diferença entre os comprimentos de
transferência das vigas de CAA não passou de cerca de 18%, sendo que esse
comprimento na viga CAA1 foi maior que na de referência. O comprimento de
transferência calculado segundo expressão da AASHTO foi igual ao medido na viga
REF.
Tabela 4.29 – Comprimentos de transferência, perdas de protensão e flechas medidas nas
vigas antes dos ensaios sob carga (WEHBE et al., 2009)
REF CAA1 CAA2
Protensão aplicada (MPa) 1306 1303 1319 Comprimento de transferência (mm) 762 876 648
Perdas de protensão
Perda imediata (MPa) 93,4 174,5 111,9 Perdas ao longo do tempo (MPa) 57,5 * 9,1 ** 44,1 ***
Perdas totais (MPa) 151* 184** 156***
Flechas Flecha inicial (mm) 4,6 15,2 8,9
Flecha final (mm) 7,9 ¹ 16,0 ² 12,4 ³
* 80 dias após a liberação das cordoalhas ** 14 dias após a liberação das cordoalhas
*** 66 dias após a liberação das cordoalhas
¹ 81 dias após a liberação das cordoalhas
² 46 dias após a liberação das cordoalhas
³ 67 dias após a liberação das cordoalhas
A perda de protensão imediata na viga CAA1 foi 87% maior que na viga REF,
enquanto na CAA2 foi 13% maior. Essa diferença levou a maior perda de protensão
total na viga CAA1, apesar da perda ao longo do tempo menor por ter sido medida ao
longo de tempo mais curto do que nas demais vigas. Os gráficos das perdas de
protensão ao longo do tempo para as vigas REF e CAA2 são mostrados na figura
4.41. A perda de protensão total das vigas calculada de acordo com procedimento da
AASHTO era em torno de 286 MPA, maior que as medidas.
As flechas iniciais medidas foram menores que as calculadas e consistentes
com as perdas de protensão; quanto maior a perda de protensão, maior foi a flecha na
viga.
181
Figura 4.41 – Perdas de protensão ao longo do tempo nas vigas REF e CAA2 1 ksi =6,895 MPa (WEHBE et al., 2006, p. 88)
Para os ensaios sob carga, as vigas foram simplesmente apoiadas, ficando
com um vão de 11,7m, e submetidas a uma carga no meio do vão. As vigas REF e
CAA1 foram ensaiadas sob carga estática até a ruptura, e a viga CAA2 foi submetida a
ciclos de carregamento e descarregamento até que alcançasse a ruptura. Todas as
vigas tiveram ruptura por flexão. Os resultados dos ensaios são apresentados na
tabela 4.30.
Tabela 4.30 – Resultados dos ensaios das vigas sob carga (WEHBE et al., 2009)
REF CAA1 CAA2 1a fissura de
flexão Carga (kN) 698 717 709
Flecha (mm) 8,8 9,3 9,8
Ruptura Carga (kN) 1084 1100 1072
Flecha (mm) 139 129 153
A figura 4.42 apresenta as curvas carga-flecha no meio do vão das três vigas
ensaiadas. Para a viga CAA2, a curva corresponde à envoltória dos resultados dos
ciclos de carregamento. Essas curvas e os resultados da tabela 4.30 mostram que o
comportamento das vigas foi semelhante. As cargas de ruptura das vigas de CAA não
182
diferiram mais que 2% daquela da viga REF e na viga CAA2, apesar do carregamento
cíclico, a flecha foi apenas 10% maior que a da viga REF. As cargas de ruptura foram
praticamente iguais às teóricas.
Tabela 4.42 – Curvas carga-flecha das vigas referentes aos ensaios sob carga
1 in = 25,4 mm e 1 kip = 4,45 kN (WEHBE et al., 2009, p.126)
4.3. PILARES
4.3.1 – Pilares ensaiados por Sonebi et al. (2000)
Esses autores ensaiaram pilares de concretos vibrados e auto-adensáveis de
baixa e alta resistência (item 3.1.2, tabelas 3.4 e 3.5), de 3 m de altura com seção e
armadura idênticas às peças moldadas para a avaliação da homogeneidade do
concreto, detalhadas no item 3.2.
Na tabela 4.31 constam os dados dos pilares e na figura 4.43 os gráficos
carga-deformação específica na direção longitudinal. Nestes gráficos, nota-se que, dos
pilares de concretos de baixa resistência (fc em torno de 40 MPa), o de CAA se
mostrou mais deformável e que o contrário ocorreu nos pilares de concretos de maior
resistência.
183
Tabela 4.31 – Dados dos pilares ensaiados por Sonebi et al. (2000)
Figura 4.43 – Curvas carga – deformação específica na direção longitudinal
(SONEBI et al., 2000, p.52)
4.3.2 – Pilares ensaiados por Khayat, Paultre e Tremblay (2001)
Khayat, Paultre e Tremblay (2001) ensaiaram quatro pilares armados e dois
não armados com as dimensões dadas na figura 4.44, de concretos vibrados e auto-
adensáveis com resistências à compressão de 40 MPa (pilares armados) e 50 MPa
(pilares não armados). Essa figura mostra também os dois tipos de armadura usados
nos pilares, denominados B e D. Os ensaios objetivaram comparar o comportamento
Concreto Tipo fc
(Mpa)
Taxa armadura longitudinal*
(%)
Taxa armadura
transversal** (%)
Pmax (kN)
Baixa resistência
REF - 1,4 0,66
3420 CAA - 3020
Alta resistência
REF 61,0 1,9 1,53
5203
CAA 66,0 5414
*fy=460MPa; **fy=250MPa
184
de pilares de concreto vibrado e de CAA sem armadura e com altas taxas volumétricas
de armadura transversal.
Figura 4.44 – Dimensões e armaduras dos pilares (KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001, p.372)
As composições e características no estado fresco dos concretos são dadas na
tabela 4.32. Além das quantidades dos componentes, os CAA se diferenciaram dos
vibrados pela inclusão de sílica ativa e pó de calcário e de aditivo modificador de
viscosidade
A tabela 4.33 resume os dados dos pilares, que são designados por números e
letras: 40 ou 50 corresponde à resistência à compressão nominal do concreto, B ou D
ao tipo de armadura e REF ou CAA ao tipo de concreto.
Os cilindros moldados para caracterização dos concretos foram deixados em
água com cal por 14 dias e depois deixados sob as mesmas condições ambientais de
laboratório que os pilares. As resistências à compressão e módulos de elasticidade do
concreto que constam na tabela 4.33 são para a idade de ensaio dos pilares (entre 31
185
dias e 38 dias). O módulo dos CAA menor que o dos concretos vibrados deveu-se ao
menor valor de fc e ao menor teor de agregados graúdos nesses concretos.
Tabela 4.32 – Composições e características no estado fresco dos concretos (KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001)
REF CAA
Resistência Nominal (MPa) 40 50 40 50
Água (kg/m3) 180 178 239 234 Cimento ASTM tipo I (kg/m3) 360 357 386 388 Sílica (kg/m3) - - 18 18 Pó de calcário (kg/m3) - - 179 180
Total de finos (kg/m3) 360 357 583 586 Areia fluvial silicosa (kg/m3) 960 951 703 707 Agregado graúdo de calcário 5 a 10 mm (kg/m3) 900 891 828 833 Superplastificante (l/m3) 1,4 1,2 5 4,8 Modificador de viscosidade (l/m3) - - 0,437 0,440 Aditivo retardador (l/m3) 0,5 0,50 0,5 0,5
a/c 0,50 0,50 0,62 0,60 a/f 0,50 0,50 0,41 0,40 Abatimento (mm) 110 125 - - Espalhamento (mm) - - 630 640 Funil-V (s) - - 1,5 1,6
Tabela 4.33 – Dados dos pilares (KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001)
Pilar fc (MPa)
Ec (GPa)
ρ (%)
ρ fy (MPa)
ρv
(%)
ρv fy
(MPa)
Fc
(kN)
Fmax
(kN)
40 B REF 43,6 37,0
3,6 15,0 4,9 40,2
2433 4249 40 B CAA 39,1 30,3 2276 3939 40 D REF 43,6 37,0
15,9 4,8 38,4 2441 4425
40 D CAA 39,1 30,3 2195 4063 50 REF 50,3 35,7 - - - 2441 2441 50 CAA 49,4 28,7 - - - 2153 2153
Espaçamento dos estribos constante, igual a 50mm; Fc – carga correspondente ao destacamento do cobrimento; Fmax – carga máxima. ρ - taxa geométrica de armadura longitudinal; ρv – taxa volumétrica de armadura transversal.
As resistências experimentais dos pilares armados foram 50% maiores que as
calculadas, dadas por (0,85 fcAc + Asfy), já que o confinamento provido pela armadura
transversal não foi considerado na resistência calculada. Nos pilares não armados, as
186
resistências experimentais pouco diferiram das teóricas; a do 50 REF foi 7% maior e a
do 50 CAA 4% menor.
Os pilares de concreto vibrado apresentaram maior capacidade de carga que
os de CAA com mesma armadura, o que pode ser explicado pela maior resistência à
compressão do concreto vibrado. Os pilares com arranjo de armadura D tiveram
resistência maior que os com arranjo de armadura B; eles tinham menor valor de ρvfy
mas maior valor de ρfy que os pilares com armadura tipo B.
Na figura 4.45, que mostra as curvas carga no pilar-deformação específica no
concreto dos pilares armados, constata-se que os pilares de CAA tiveram
comportamento mais dúctil que os de concreto vibrado. Segundo os autores do
estudo, isso decorreu dos menores valores de fc e Ec desses concretos.
Enquanto a perda do cobrimento das armaduras ocorreu para deformação
específica no concreto entre cerca de 2,0 x 10-3 e 3,4 x 10-3, a ruptura dos pilares se
deu com deformação específica do concreto do núcleo confinado entre cerca de 27 x
10-3 e 39 x 10-3.
Figura 4.45 – Curvas carga no pilar-deformação específica no concreto
(KHAYAT, PAULTRE e TREMBLAY, 2001, p.375)
187
4.3.3 – Pilares ensaiados por Lin et al. (2008)
O estudo de Lin et al. (2008) envolveu 32 pilares, sendo 16 pilares concretados
com três diferentes tipos de concreto vibrado (série N) e os outros 16 com três
diferentes tipos de concreto auto-adensável (série S). Os concretos foram
confeccionados para atingir resistências à compressão de 28 MPa, 41 MPa ou 55
MPa. Os concretos vibrados foram feitos com agregado graúdo com dimensão
máxima de 19mm, sem nenhum tipo de adição; nos auto-adensáveis, o agregado
graúdo teve dimensão máxima de 10 mm e foram utilizadas cinza volante, sílica ativa
e escória como adições, além de aditivo superplastificante. As composições e as
características no estado fresco dos concretos são mostradas na tabela 4.34. Os CAA
tiveram a particularidade de teor de agregados graúdos não diferindo mais de 7%
daqueles dos vibrados e inclusão de diferentes tipos de adições num mesmo concreto.
Os pilares tinham seção transversal quadrada com dimensão de 300mm e
neles variaram-se, além do concreto, a taxa de armadura longitudinal (fy=552 MPa) e
tipo e taxa de armadura transversal, conforme mostrado na figura 4.46. Os estribos, de
barras com diâmetro 10mm, tinham diferentes configurações, espaçamentos e tensões
de escoamento. As características dos 32 pilares são mostradas na tabela 4.35. Os
pilares e os corpos-de-prova cilíndricos (100mm de diâmetro e 200mm de altura) dos
respectivos concretos foram cobertos com aniagem molhada por três dias e depois
curados em uma sala com temperatura e umidade controladas.
Fissuração longitudinal dos pilares foi notada com uma carga de
aproximadamente 80% da carga máxima. Em média, as aberturas das fissuras nos
pilares de concreto auto-adensável foram 20% menores que as dos pilares de
concreto vibrado. Segundo os autores do estudo, isso pode ser consequência das
adições utilizadas nos concretos auto-adensáveis, que tornaram a matriz do concreto
mais densa e melhoraram a aderência entre a pasta e os agregados.
188
Segundo os autores do estudo, a capacidade resistente experimental, dada na
tabela 4.35, foi sempre maior que a teórica calculada (0,85 fcAc + Asfy), tendo-se, em
média, diferença de 7% nos pilares com concreto vibrado e 8% nos pilares com
concreto auto-adensável.
Tabela 4.34 – Composições e características no estado fresco dos concretos (LIN et al., 2008)
REF CAA fc (MPa) 29,3 41,8 55,2 29,2 42,1 55,8 Cimento (kg/m3) 359 398 465 188 226 264 Cinza Volante (kg/m3) - - - 120 110 110 Escória (kg/m3) - - - 25 29 27 Sílica Ativa (kg/m3) - - - 5 10 20 Agua (kg/m3) 216 214 222 168 167 165 a/c 0.60 0.54 0.48 0.89 0.74 0.63 a/f 0,60 0,54 0,48 0.50 0.45 0.39 Agregado miúdo (kg/m3) 762 735 700 919 897 853 Agregado graúdo (kg/m3) 988* 988* 945* 925** 920** 920** Superplastificante (kg/m3) - - - 3 3,2 4,8 Abatimento (mm) 190 150 120 - - - Espalhamento (mm) - - - 695 685 660 Funil-V (s) - - - 18 15 18
*dmax =19mm; **dmax =10mm
189
Figura 4.46 – Dimensões, armaduras dos pilares e localização de extensômetros nas
armaduras, dimensões em mm (LIN et al., 2008, p. 427)
A diferença entre as resistências dos pilares de CAA e os similares de
concretos vibrados não passou de 7%, mas essa diferença parece ter decorrido
principalmente das diferenças de fc. A diferença entre cargas últimas dos pilares com
mesmo valor de ρvfy mostrada na figura 4.47 também se deve a diferentes valores de fc
desses pilares. Nessa figura nota-se ainda que o valor de ρvfy não teve influência
relevante na capacidade resistente dos pilares.
190
Tabela 4.35 – Dados dos pilares (LIN et al., 2008)
Espécime fc (MPa) ρ (%)
Tipo de armadura s (mm) ρyfy
(MPa)
Carga máxima
(kN)
Índice ductilidade
N1 31,1
2,55
A - - 3758 -
N2 43,2 - - 4724 - N3 56,1 - - 5768 - N4 31,1 B
90 5,87
3741 5.09 N5 44,5
B
4938 4,98 N6 55,1 5572 7,17 N7 44,5 1,72 4536 4,71 N8 40,4 3,44 4795 5,18 N9 41,3
2,55
6,02 4551 6,14 N10 44,2 4,35 4814 5,37 N11 43,7 150 3,51 4798 4,77 N12 43,2
60 8,8 4809 8,27
N13 43,2 C 13,2 4713 7,60 N14 41,6
B 68,4 5,73 4569 8,39
N15 44,5 113 4,80 4853 4,62 N16 44,4 C 135 5,87 4841 4,76 S1 29,0
2,55
A - - 3548 -
S2 40,9 - - 4582 - S3 53,7 - - 5673 - S4 30,2
B 90
5,87
3782 6,15 S5 41,9 4640 6,97 S6 53,2 5637 9,73 S7 40,6 1,72 4216 5,85 S8 39,2 3,44 4707 5,59 S9 41,2
2,55
6,02 4619 8,44 S10 43,1 4,35 4824 6,23 S11 41,8 150 3,51 4621 5,48 S12 42,5
60 8,80 4711 9,34
S13 42,2 C 13,2 4707 15,5 S14 43,7
B 68,4 5,73 4837 10,1
S15 42,0 113 4,80 4633 6,07 S16 42,7 C 135 5,87 4785 7,37
ρ - taxa geométrica de armadura longitudinal; ρv – taxa volumétrica de armadura transversal; s – espaçamento da armadura transversal
Na figura 4.48, é mostrada uma curva carga-deformação típica referente aos
pilares com estribos.
A partir das deformações medidas na armadura longitudinal e no concreto,
pode-se obter as curvas tensão normal-deformação específica no concreto dos pilares.
A figura 4.49 compara as curvas de pilares de CAA e de concreto vibrado com
191
armaduras similares (um grupo sem estribos e um com estribos). Ela evidencia o
efeito benéfico dos estribos no ramo descendente dessas curvas.
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 2 4 6 8 10
Car
ga
últ
ima
(kN
)
concreto vibrado
CAA
Figura 4.47 – Carga última em função de ρvfy , para pilares com mesma configuração de armadura (B) e mesma taxa de armadura longitudinal (2,55%). Gráfico traçado a partir de
dados de Lin et al., 2008
A ductilidade dos pilares foi avaliada quantitativamente por meio de dois
índices. Um deles foi a relação entre duas áreas sob a curva tensão normal-
deformação específica: a até a tensão igual à metade da máxima, no ramo
descendente, e a até a tensão máxima. Esse índice de ductilidade dos pilares é dado
na tabela 4.35 e apresentado graficamente, em função de ρvfy, na figura 4.50. Esta
figura mostra que maiores valores de ρvfy levaram a maior índice de ductilidade e que,
para um certo valor de ρvfy, os pilares de CAA apresentaram maior índice de
ductilidade que os de concreto vibrado.
ρρρρvfy (MPa)
192
Figura 4.48 – Curva típica de tensão-deformacão de pilares com estribos (LIN et al., 2008, p. 428)
Figura 4.49 – Curvas tensão normal - deformação específica no concreto de pilares de concreto
vibrado e de CAA de mesma armadura (LIN et al., 2008, p.428)
193
0
2
4
6
8
10
12
0 2 4 6 8 10
Índ
ice
de
du
ctil
idad
e
concreto vibrado
CAA
Figura 4.50 – Índice de ductilidade em função de ρvfy , para pilares com mesma configuração de armadura (B) e mesma taxa de armadura longitudinal (2,55%). Gráfico traçado a partir de
dados de Lin et al., 2008
4.4. OUTROS ELEMENTOS
4.4.1 – Ligações viga-pilar ensaiadas por Said e Nehdi (2007)
Said e Nehdi (2007) estudaram regiões de ligação viga-pilar sob a ação de
cargas cíclicas reversas, simulando situação dessas regiões sob ações sísmicas.
Foram ensaiados dois espécimes formados por pilar, de 3m de altura e seção
transversal retangular com dimensões de 250mm e 450mm, ligado a viga com
comprimento de 1,75m e seção transversal retangular com dimensões de 250mm e
400mm. Um dos espécimes era de concreto vibrado e o outro de concreto auto-
adensável, ambos com resistência à compressão aos 28 dias de aproximadamente 50
MPa. Os dois tipos de concreto foram produzidos com os mesmos materiais, com
exceção dos aditivos; no concreto vibrado foi utilizado plastificante, enquanto no auto-
adensável foram utilizados aditivos superplastificante e modificador de viscosidade. As
ρρρρvfy (MPa)
194
composições dos concretos e suas propriedades no estado fresco e endurecido são
apresentadas na tabela 4.36.
Tabela 4.36 – Composições e propriedades dos concretos no estado fresco e endurecido (SAID e NEHDI, 2007)
CAA REF
Cimento (kg/m3) 400 330 Areia (kg/m3) 850 790 Agregado graúdo (kg/m3) 850 1130 Água (kg/m3) 160 112 Superplastificante (l/m3) 4 - Plastificante (ml/m3) - 6,6 Modificador de viscosidade (g/m3) 120 -
a/c 0,40 0,34 fc,7 (MPa) 33,3 37,2 fc,28 (MPa) 50,4 50,9 Abatimento (mm) - 50 Espalhamento (mm) 600 -
Esquema de ensaio e armaduras podem ser vistos nas figuras 4.51 e 4.52,
respectivamente.
Devido às armaduras usadas nos espécimes, que dificultaram a vibração do
concreto, o de concreto vibrado apresentou defeitos de concretagem não verificados
no de CAA.
Os espécimes foram ensaiados com carga longitudinal centrada constante de
600kN aplicada no pilar e uma carga cíclica reversa aplicada na extremidade livre da
viga. O carregamento cíclico foi feito em duas fases; a primeira com controle da carga
e a segunda com controle do deslocamento vertical na viga. Inicialmente foram
aplicados 2 ciclos de pequena carga, visando verificar toda a montagem, seguidos de
2 ciclos de carga correspondente à fissuração da seção da viga na face do pilar e 2
ciclos de carga correspondente ao início do escoamento da armadura longitudinal
dessa seção. Múltipos do deslocamento vertical da viga relativo a essa carga de
escoamento foram sendo adicionados a esse deslocamento na fase de controle de
195
deslocamento. Os ensaios foram encerrados quando a capacidade de carga dos
espécimes foi reduzida à metade.
Até o escoamento da armadura longitudinal das vigas, o comportamento dos
espécimes de concretos vibrado e auto-adensável foram parecidos. A partir de
deslocamento da viga igual a 3 vezes o relativo ao escoamento da sua armadura
longitudinal, o espécime de CAA começou a apresentar menor capacidade de carga.
Segundo os autores do estudo, o menor teor de agregados graúdos do CAA pode ter
sido a causa da redução da resistência ao cortante da ligação pilar-viga do espécime
de CAA.
Figura 4.51 – Esquema de ensaio da estrutura (SAID e NEHDI, 2007, p.99)
196
Figura 4.52 – Armaduras da estrutura (SAID e NEHDI, 2007, p.99)
4.4.2 – Ensaios de cisalhamento direto realizados por Kim, Trejo e Hueste (2007)
Kim, Trejo e Hueste investigaram a resistência ao cisalhamento direto de 12
concretos auto-adensáveis, com duas resistências à compressão às 16h diferentes (34
e 48 MPa), dois tipos de agregados graúdos (seixo rolado e brita de calcário) e três
teores desse agregado. A dimensão máxima de ambos os agregados era de 19 mm.
Para efeito de comparação, foram também ensaiados 4 concretos vibrados, tidos
como referência. As composições dos concretos são apresentadas nas tabelas 4.37 e
4.38. O abatimento do tronco de cone dos concretos vibrados variou de 215mm a
240mm e o espalhamento dos CAA variou de 686mm a 737mm.
197
Um total de 48 exemplares de tipo push-off (figura 4.53) foram confeccionados,
sendo 3 para cada tipo de concreto (36 de concreto auto-adensável e 12 de concreto
vibrado). Eles tinham seção transversal retangular com dimensões de 125mm e
400mm e comprimento de 660mm. Todos continham armadura para prevenir ruptura
prematura durante a aplicação da carga. Essa armadura foi colocada apenas nas
extremidades dos exemplares, não cruzava o plano de cisalhamento. Foram
concretados cilindros de 102 mm de diâmetro e 203 mm de altura para o
acompanhamento das resistência à compressão e à tração dos concretos.
Figura 4.53 – Exemplares usados nos ensaios push-off
(KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 62)
Depois de desformados, os espécimes foram mantidos em ambiente com
temperatura de 23oC e 100% de umidade.
Antes dos ensaios serem realizados, os espécimes tiveram o plano de
cisalhamento pré-fissurado (figura 4.53), já que o engrenamento entre os agregados
só ocorre após a fissuração. Esta fissura teve abertura inicial menor que 0,5 mm. Para
manter as duas partes unidas, foi usado um sistema rígido formado por duas placas de
aço (22mm de espessura) e 4 barras de aço (providas de extensômetros elétricos de
resistência) apertadas com arruelas e porcas, de maneira a ter-se tensão normal inicial
no plano de cisalhamento menor que 0,3 MPa.
198
Tabela 4.37 – Composição dos concretos com seixo rolado (KIM, TREJO e HUESTE, 2007)
CONCRETOS COM SEIXO ROLADO
Tipo de concreto SR5/31,5 SR5/34,6 SR5/37,8 SR7/32,3 SR7/35,0 SR7/37,6 CR5/44,3 CR7/44,3
CAA REF
fc,16h (MPa) 34 48 34 48
fc,28 (MPa) 85 83 82 102 106 111 72 82
Cimento Tipo III (kg/m3) 376 427 371 415
Cinza volante (kg/m3) 177 107 - -
Agregado graúdo (kg/m3) 815 897 978 839 907 974 1149 1167 Agregado miúdo (kg/m3) 812 731 650 836 769 702 732 713
Superplastificante Tipo I (kg/m3) 3,8 3,3 3,4 5,8 4,8 4,5 2,6 4,3
Superplastificante Tipo II (kg/m3) - - - - - - 2,6 4,3
Retardador de pega (kg/m3) 1,0 1,0 1,0 - - - - -
Acelerador de pega (kg/m3) - - - 29,8 29,8 29,8 - -
a/c 0,41 0,34 0,36 0,29
a/f 0,28 0,27 0,36 0,29 Volume de pasta (%) 37,1 35,3 27,4 27,4 Volume de agregado graúdo (%) 31,5 34,6 37,8 32,3 35,0 37,6 44,3 44,3
199
Tabela 4.38 – Composição dos concretos com brita de calcário (KIM, TREJO e HUESTE, 2007)
CONCRETOS COM BRITA DE CALCÁRIO
Tipo de concreto SL5/29,0 SL5/31,9 SL5/34,8 SL7/31,9 SL7/34,5 SL7/37,0 CL5/40,1 CL7/40,1
CAA REF
fc,16h (MPa) 34 48 34 48
fc,28 (MPa) 135 148 146 151 157 155 143 150
Cimento tipo ASTM III (kg/m3) 380 427 356 403
Cinza volante (kg/m3) 253 107 - -
Agregado graúdo (kg/m3) 750 826 901 827 893 959 1039 1039
Agregado miúdo (kg/m3) 753 678 603 803 764 697 819 820
Superplastificante I (kg/m3) 2,4 2,4 2,4 5,8 4,8 4,5 1,5 2,8
Superplastificante II (kg/m3) - - - - - - 1,5 2,8
Retardador de pega (kg/m3) 1,1 1,1 1,1 - - - - -
Acelerador de pega (kg/m3) - - - 29,8 29,8 29,8 - -
Modificador de viscosidade (kg/m3) - - - - - 0,2 - -
a/c 0,45 0,36 0,42 0,33
a/f 0,27 0,29 0,42 0,33 Volume de pasta (%) 42,5 36,2 28,4 28,4 Volume de agregado (%) 29,0 31,9 34,8 31,9 34,5 37,0 40,1 40,1
200
Durante os ensaios push-off, as cargas aplicadas e a tensão nas barras de aço
foram monitoradas a cada 0,5s, e, quando a abertura média da fissura atingiu o valor de 6
mm, eles foram encerrados.
As figuras 4.54 e 4.55 reúnem as curvas que relacionam a abertura de fissura (w)
com a relação tensão cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento (τ/σ) dos
espécimes de concretos com mesma resistência à compressão às 16h e diferentes teores
de agregado graúdo. Nelas constata-se que o tipo de agregado graúdo influenciou a relação
entre τ/σ e w e a inclinação das curvas. Para menores aberturas de fissura, as relações τ/σ
dos espécimes de concreto com seixo rolado foram bem maiores que as dos com brita de
calcário, mas a taxa de diminuição de τ/σ com o aumento da abertura de fissura também foi
maior. Para um mesmo grupo de espécimes, os de concreto vibrado (com maior teor de
agregados graúdos) tiveram, para certo valor de w, maior valor de τ/σ, sendo que a
diferença diminuiu à medida que cresceu w.
Figura 4.54 – Curvas que relacionam abertura de fissura com a relação tensão
cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento para os concretos com seixo rolado (KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 64)
201
Figura 4.55 – Curvas que relacionam abertura de fissura com a relação tensão
cisalhante/tensão normal no plano de cisalhamento para os concretos com brita de calcário (KIM, TREJO e HUESTE, 2007, p. 64)
202
5. CONCLUSÕES
5.1. ASPECTOS GERAIS
Com relação aos vibrados, considerando-se apenas os materiais que compõem
esses concretos, os CAA têm maior custo por metro cúbico, devido principalmente aos
aditivos que neles são usados. A necessidade de maior controle dos materiais componentes
e da produção dos CAA também implica em maior custo. Entretanto, essa diferença de
custo pode ser compensada pela redução de mão de obra e de energia elétrica e pelo
aumento de produtividade quando da aplicação dos CAA, e pela maior vida útil das formas
usadas. A maior homogeneidade e o melhor acabamento superficial dos elementos
executados com CAA também são aspectos favoráveis à adoção desses concretos,
principalmente em elementos pré-fabricados e de concreto aparente. O resultado da
comparação de custos da utilização desses dois tipos de concretos vai depender dos
materiais usados em cada um deles, da maior ou menor capacidade dos CAA de se
movimentarem (os com maior espalhamento são mais caros), que tem a ver com as
distâncias por eles a serem percorridas, e do custo da mão de obra da região.
No Brasil, a aplicação dos CAA ainda está em fase inicial e, como em outros países,
ela deverá ser maior na pré-fabricação. Este setor tem apresentado certo desenvolvimento
nos últimos anos e algumas das empresas das regiões sul e sudeste já estão produzindo
um ou outro produto com esses concretos.
5.2. PROPRIEDADES
As propriedades dos concretos dependem dos tipos e proporções dos materiais que
os compõem e da interação entre eles. Em face disso, dependendo do que se fixa e do que
se varia nos concretos, a comparação das suas propriedades para uma determinada idade
pode resultar em diferentes conclusões. As conclusões de comparações feitas para idades
203
baixas também podem ser diferentes daquelas feitas para idades mais altas, em função dos
materiais finos usados.
Nos concretos vibrados, para um determinado conjunto de agregados miúdos e
graúdos e cimento, as propriedades dependem principalmente do abatimento do tronco de
cone e da relação água/cimento. Nos com adições, as propriedades dependem também do
tipo e do teor de adição e de aditivo. Nos CAA, para cada conjunto de agregados miúdos e
graúdos, cimento, tipo e teor de adição e de aditivo, as propriedades estão associadas
principalmente ao espalhamento e à relação água/aglomerante.
Na tentativa de reduzir os parâmetros a considerar nas comparações, tem-se por
vezes usado uma relação água/cimento equivalente em vez da relação a/agl, sendo a
massa de cimento equivalente obtida somando a massa de cimento com as das adições
ativas multiplicadas por um fator de eficiência menor que a unidade (adições mais reativas
têm fator de eficiência mais próximo da unidade). Esse fator, entretanto, varia com a idade
(DOMONE, 2007).
Em grande parte dos estudos sobre propriedades dos CAA, foi feita comparação
entre esses concretos e vibrados de mesmo valor de fc ou relações a/c e a/agl, mas as
composições dos dois tipos de concreto se diferenciaram não só pelos teores de materiais,
para que pudesse haver a diferenciação nas características no estado fresco, mas também
pelos tipos de materiais. Estas variações levaram por vezes a conclusões de diferentes
estudos contraditórias.
Portanto, embora as comparações entre propriedades no estado endurecido de
concretos vibrados e CAA sejam úteis para os projetistas, que se baseiam em
procedimentos estabelecidos para os concretos vibrados, há que se ter cuidado ao tentar
extrapolar conclusões tiradas a partir de um determinado conjunto de concretos vibrados e
auto-adensáveis para outros conjuntos.
Nos concretos analisados, com exceção de 2 dos ensaiados por Dinakar, Babu e
Shantanam (2008), que tinham abatimento de tronco de cone muito baixo, os abatimentos
dos vibrados variaram entre 65mm e 200mm e o espalhamento dos CAA entre 560mm e
204
800mm, sendo que a maioria dos CAA era da classe SF2 (espalhamento entre 660mm e
750mm). Os teores de pasta dos concretos vibrados analisados variaram entre cerca de
26% e 42% e os de argamassa entre cerca de 41% e 72%. Nos CAA, as faixas de variação
desses teores ficaram, aproximadamente, entre 33% e 58% e entre 50% e 77%,
respectivamente.
Os valores de fc dos concretos vibrados ficaram entre 15 MPa e 86 MPa e os dos
CAA entre 10 MPa e 92 MPa.
A diversidade de materiais componentes e suas proporções nos concretos vibrados
e auto-adensáveis usados nos estudos revistos neste trabalho tornam difícil estabelecer
comparações entre as propriedades desses concretos. Visando, entretanto, verificar
tendências que possam servir de orientação para quem for projetar estruturas de CAA, são
apresentados a seguir gráficos, onde foram reunidos resultados de ensaios realizados por
diferentes autores, e resumidas conclusões desses autores ou tiradas das análises
realizadas neste trabalho.
5.2.1 – Resistências à compressão e à tração e módulo de elasticidade
Nas figuras 5.1 e 5.2, nota-se que tanto nos concretos vibrados quanto nos CAA há
diminuição de fc com o aumento das relações a/c e a/agl, parecendo haver certa tendência
de se ter, para uma mesma relação a/c, maiores valores de fc nos CAA. Para um
determinado valor de fc, nos CAA pode-se ter maior faixa de valores de a/c, em função dos
tipos e teores de adições usadas. Nas figuras 3.1, 3.2 e 3.15, constata-se como esses
parâmetros afetam a evolução de fc com o aumento da idade e nas 3.3, 3.8, 3.9 e 3.10
como elas influenciam fc,28 com o aumento de a/agl.
De acordo com SCC EUROPEAN PROJECT GROUP (2005), os concretos auto-
adensáveis têm resistência à compressão um pouco maior que os vibrados com a mesma
relação água/cimento pelo fato da não vibração permitir uma melhor interface entre os
agregados e a pasta de concreto endurecida. Entretanto, a menor porosidade da pasta e da
205
interface pasta-agregados dos CAA decorrente da sua composição deve ser o fator mais
relevante.
Figura 5.1 – Valores de fc em função dos de a/c.
Figura 5.2 – Valores de fc em função dos de a/agl
O gráfico da figura 5.3 não mostra tendência de diferenciação nas relações entre fc e
fct nos grupos de concretos auto-adensáveis e vibrados. Na figura 3.5, nota-se que, nas
idades de 28 e 90 dias, os maiores teores de filer calcário nos CAA ensaiados por Parra,
206
Valcuende e Gómez (2011) fez com que, para um mesmo fc, eles tivessem menor valor de
fct que os concretos vibrados. Dinakar, Babu e Santhanam (2008), que usaram cinza volante
como adição nos CAA, obtiveram valores de fct dos CAA maiores que os dos concretos
vibrados de mesmo valor de fc. Georgiadis, Anagnostopoulos e Sideris (2007), ao usarem
diferentes tipos de adições nos CAA, encontraram praticamente as mesmas relações entre
fct,28 e fc,28 para os concretos auto-adensáveis e vibrados de mesmo grupo de resistência.
Figura 5.3 – Valores de fct em função dos de fc.
As figuras 5.4 e 5.5, e também a 3.17, mostram tendência dos concretos auto-
adensáveis terem menores valores de módulo de elasticidade que os vibrados. A figura 3.6
sugere que a diferença entre os módulos de concretos vibrados e auto-adensáveis de
mesmo valor de fc depende do valor de fc e da idade do concreto. Nos concretos ensaiados
por Gross, Yost, Gaynor (2007), confeccionados com os mesmos materiais em diferentes
proporções, a menos do agente modificador de viscosidade só usado nos CAA, os CAA
apresentaram resistência à compressão maior, mas módulo de elasticidade menor.
Análises de Domone (2007) para concretos de baixa resistência, levaram à
conclusão de que os módulos de elasticidade dos CAA podem chegar a ser 40% menores
207
que os de concretos vibrados de mesmo valor de fc, mas essa diferença tende a diminuir à
medida que fc aumenta.
Figura 5.4 – Valores de Ec/√fc em função do volume porcentual de argamassa.
Figura 5.5 – Valores de Ec/√fc em função dos de fc.
Como os concretos auto-adensáveis têm maior teor de pasta e de argamassa e
menor teor de agregados graúdos que os vibrados de mesma resistência à compressão,
208
eles tendem a ter valores de Ec menores, mas isso vai depender do que se variou nas
composições para se passar da condição de concreto vibrado para a de auto-adensável.
5.2.2 – Homogeneidade em elementos estruturais
Os estudos que abordaram a homogeneidade dos concretos em pilares e paredes
evidenciaram que há tendência de diminuição da resistência à compressão do concreto à
medida que se afasta da base e se aproxima do topo. Isto, segundo alguns autores,
acontece devido à exsudação do concreto, à migração de água em direção à superfície livre
do concreto.
Comparando a homogeneidade de paredes e pilares de concreto vibrado e concreto
auto-adensável com alturas variando entre 1,4m e 3,0m, diferentes autores chegaram à
conclusão de que a diminuição da resistência à compressão do concreto ao longo da altura
dos elementos é menor nos de concreto auto-adensável. Tanto para os concretos vibrados
como para os auto-adensáveis, a diferença entre as resistências dos concretos na base e
no topo depende das composições desses concretos.
Segundo Khayat, Manai e Trudel (1997), a dimensão máxima dos agregados
influencia a homogeneidade do concreto de um elemento estrutural ao longo de sua altura,
uma vez que, concretos com menores dimensões máximas dos agregados, têm menor
probabilidade de apresentar água aprisionada abaixo dos agregados.
Quando, além da variação de fc, investigou-se também a variação de Ec ao longo da
altura de pilar ou parede, constatou-se que a variação de Ec foi menor que a de fc.
Em vigas de concreto auto-adensável, notou-se pouca diferença entre a resistência
do concreto da extremidade de lançamento do concreto e aquela do concreto na
extremidade oposta.
Segundo Valcuende, Parra e Ferrer (2009) a maior homogeneidade dos elementos
estruturais confeccionados com concreto auto-adensável, deve decorrer do fato do CAA
sofrer menos exsudação em função do seu maior teor de finos e da ausência de vibração.
209
5.2.3 – Aderência aço-concreto
Nos estudos onde se analisou a aderência entre concretos vibrados e auto-
adensáveis e as armaduras passivas ao longo da altura de pilares ou paredes, a menos de
um caso, à semelhança do que se constatou para a resistência à compressão, verificou-se
menor variação de fb e τb ao longo da altura nos elementos de concreto auto-adensável.
Investigação de Khayat, Manai e Trudel (1997) mostrou que essa variação depende das
adições e aditivos usados nos CAA. De acordo com Khayat (1998), a adoção de adequada
combinação de aditivos superplastificante e modificador de viscosidade nos concretos
acarreta menor exsudação, segregação e assentamento dos concretos o que, por sua vez,
leva a menor diferença entre as propriedades dos concretos na base e no topo dos
elementos. Também como no caso da resistência à compressão, a variação da aderência
ao longo da altura dos elementos foi menor para dimensão máxima dos agregados menor.
Os resultados obtidos por Chan, Chen e Liu (2003) indicam que, como no caso de
outras propriedades, a resistência de aderência de um CAA pode ser menor que a de um
concreto vibrado em idades baixas, passando a ser maior em idades mais altas.
Segundo Almeida Filho (2006) e Valcuende e Parra (2009), para concretos de
resistência à compressão mais baixa, a resistência de aderência dos concretos auto-
adensáveis é maior que a do concreto vibrado, mas a diferença entre essas resistências
diminui ou se extingue com o aumento da resistência à compressão dos concretos. Isto,
entretanto, não foi constatado por Sonebi et al. (2000), que achou maiores diferenças para
os concretos de maior resistência. Isso, pelo menos em parte, pode estar associado ao tipo
de ruptura por aderência verificado. Os espécimes de concreto de baixa resistência
ensaiados por Almeida Filho (2006) tiveram, em geral, ruptura por arrancamento e os de
concreto de maior resistência tiveram ruptura por fendilhamento.
A partir dos dados dos estudos resumidos no item 3.3.1 (aço de armaduras
passivas), foram gerados os gráficos das figuras 5.6 e 5.7, para a análise de tendências dos
valores das resistências de aderência (fb) e das médias das tensões relativas aos
210
deslizamentos de 0,01 mm, 0,1 mm e 1,0 mm (τb) em função dos da resistência à
compressão dos concretos auto-adensáveis e vibrados. Nos gráficos da figura 5.6,
separaram-se os resultados referentes a blocos concretados individualmente dos de
paredes ou pilares, sendo que, no caso de paredes ou pilares, plotaram-se apenas os
resultados relativos à base desses elementos.
Figura 5.6 – Valores de fb em função de fc.
211
Figura 5.7 - Valores de τb em função de fc.
Os gráficos das figuras 5.6 e 5.7 não mostram uma tendência clara de diferença
entre os valores de fb e de τb de concretos vibrados e auto-adensáveis de mesma
resistência à compressão.
Nos estudos que analisaram a aderência entre barras de armadura ativa e concretos
vibrados e auto-adensáveis, nem sempre se achou coerência entre os resultados de ensaio
de arrancamento e os de comprimento de transferência.
Segundo Hegger, Will e Bulte (2007), a resistência de aderência dos CAA é sensível
às adições neles usados. Pozolo e Andrews (2010) mostraram que os resultados de
comparações entre resistências de aderência de concretos vibrados e auto-adensáveis
depende da idade dos concretos.
Na investigação realizada por Burgueno e Haq (2007), observou-se resistências de
aderência nos CAA menores que no concreto vibrado, ou praticamente iguais.
Coerentemente, verificaram-se maiores comprimentos de transferência para os CAA, tendo-
se o melhor desempenho no CAA com relação a/c e teor de agregado graúdo maiores.
Girgis e Tuan (2004) não encontraram diferença relevante entre as resistências de
aderência de concretos auto-adensáveis e vibrado com menores idades (1 ou 2 dias), mas
212
o mesmo não aconteceu para os comprimentos de transferência, que foram maiores para
os CAA.
5.2.4 – Retração e deformação lenta
De maneira geral, os estudos analisados mostraram, para diferentes idades, valores
de retração e de deformação lenta para os elementos de concretos auto-adensáveis
maiores que os para aqueles de concretos vibrados. De acordo com diferentes autores, isso
se deve ao fato dos concretos auto-adensáveis possuírem maiores teores de pasta em sua
composição que os vibrados (NASSIF, AKTAS e NAJM, 2008; LOSER e LEEMANN, 2009;
LEEMANN, LURA e LOSER, 2010).
No estudo de Kim et al. (2011), os concretos vibrados apresentaram fluência maior
que os auto-adensáveis. Segundo esses autores, esse resultado, apesar dos maiores
teores de pasta dos CAA, pode ser explicado pelos maiores valores de resistência à
compressão que os concretos auto-adensáveis alcançaram em idades mais avançadas
(adição era de cinza volante).
Loser e Leemann (2009) chegaram a valores de retração para os CAA semelhantes
aos dos concretos vibrados com a utilização de dosagens específicas de aditivos redutores
de retração. Nos concretos auto-adensáveis estudados por Guneyisi, Gesoglu e Ozbay
(2010), ficou evidenciado o efeito negativo da sílica ativa na retração, mas que esse efeito
pode ser minimizado combinando a sílica ativa com outros tipos de adições.
5.2.5 – Durabilidade e resistência ao fogo
Zia, Nunes e Mata (2005), Assié et al. (2006), Barros et al. 2008) concluíram em
seus estudos que o desempenho do CAA, com mesma faixa de resistência à compressão
ou relação a/c que o concreto vibrado, apresenta características de durabilidade superiores.
Segundo eles, isso pode ser explicado pelo menor índice de vazios e menor permeabilidade
213
do CAA, já que o CAA possui maior teor de finos que o concreto vibrado. Esses finos e o
alto teor de superplastificante tornam a microestrutura da pasta e da zona de transição
pasta-agregados dos CAA mais densa.
De acordo com De Schutter et al. (2008), comparando um concreto auto-adensável
com um vibrado de mesma resistência à compressão, pode-se constatar que o CAA
apresenta durabilidade inferior, já que o CAA pode ter uma relação a/c maior, gerando uma
microestrutura menos densa.
No que diz respeito ao efeito de temperaturas altas nos CAA, há estudo indicando
maior relação entre a resistência à compressão residual e a resistência aos 28 dias para os
CAA com maior relação água/aglomerante e menor relação cimento/finos.
5.3. COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DO CAA
5.3.1 – Vigas de Concreto Armado
Os estudos analisados neste trabalho, que visavam o entendimento do
comportamento estrutural de vigas de concreto armado, focaram, principalmente, a
fissuração, a deformação e a resistência ao cortante das vigas. Com relação a vigas
semelhantes de concreto vibrado, verificou-se que, de maneira geral, há uma tendência de
que as vigas de concreto auto-adensável apresentem menores aberturas e espaçamento de
fissuras, devido à sua matriz mais densa, uma maior deformação, devido ao seu menor
módulo de elasticidade e uma menor resistência ao cortante, devido ao seu menor teor de
agregados graúdos.
Kumar, Kumar e Kumar (2009) observaram que a viga de CAA teve momento de
fissuração maior e fissuras mais igualmente espaçadas que a de concreto vibrado. Sonebi
et al. (2000) encontraram momentos de fissuração para as vigas de concretos auto-
adensáveis e vibrados semelhantes, mas para uma carga correspondente a 90% da de
ruptura, os espaçamentos e aberturas de fissuras foram maiores para as vigas de concreto
vibrado.
214
Liu, Yu e Jiang (2008) verificaram deformações por retração em viga de concreto
vibrado maiores que as de viga de CAA com mesmas armaduras. Segundo esses autores,
isso ocorreu em face do concreto vibrado ter maior relação entre teor de cimento e de cinza
volante.
Lachemi, Hossain e Lambros (2005), Hassan, Hossain, Lachemi (2008) e Cuenca,
Serna e Pelufo (2009) estudaram o comportamento das vigas com ruptura por
cisalhamento. Das vigas investigadas, apenas as de Cuenca, Serna e Pelufo (2009) tinham
armadura transversal. Nas vigas ensaiadas por Lachemi, Hossain e Lambros (2005), houve
grande variabilidade de resultados, até mesmo de mesmos concretos de betonadas
diferentes, o que inviabilizou a comparação adequada entre o comportamento ao cortante
de vigas de diferentes tipos de concreto. No programa experimental de Hassan, Hossain,
Lachemi (2008), todas as vigas de CAA apresentaram resistência ao cortante menor que as
vigas similares de concreto vibrado, sendo que maiores diferenças ocorreram nas vigas de
menor taxa de armadura longitudinal (1%), para as quais teve-se diferença de até 20%.
Segundo esses autores, a menor resistência ao cortante das vigas de CAA decorreu do
menor teor de agregados graúdos desses concretos. Por outro lado, nas vigas de Cuenca,
Serna e Pelufo (2009), com taxa geométrica de armadura longitudinal de cerca de 3% e
taxa geométrica de armadura transversal mínima (0,17%), as resistências foram
praticamente iguais para as vigas de CAA e de concreto vibrado.
5.3.2 – Vigas de Concreto Protendido
Em geral, as flechas das vigas de concreto auto-adensável foram maiores que as
das vigas de concreto vibrado. Gross, Yost e Gaynor (2007) encontraram, para a idade de
300 dias, flechas maiores para as vigas de concreto auto-adensável. Erkmen, Shield e
French (2007) e Wehbe et al (2009) também encontraram flechas maiores para as vigas de
CAA. Já Zia, Nunez e Mata (2005) encontraram a mesma flecha inicial para as vigas dos
dois tipos de concreto e comportamento semelhante sob carga. Nas vigas de Naito et al.
215
(2005), verificou-se flecha inicial maior para a viga de concreto vibrado, mas a flecha total
nas vigas sob carga foi maior nas vigas de CAA. Em geral, os resultados de flechas foram
coerentes com os do módulo de elasticidade e os de perda de protensão.
Erkmen, Shield e French (2007) encontraram valores de comprimentos de
transferência em vigas de concreto vibrado menores do que nas vigas de CAA; Naito et al.
(2005) encontraram valores de comprimentos de transferência semelhantes para as vigas
dos dois tipos de concreto.
O comportamento das vigas protendidas de concreto auto-adensável sob efeito de
carregamento foram analisadas por Naito et al. (2005), Burgueño e Bendert (2007), Choulli,
Mari e Cladera (2008) e Wehbe et al. (2009). Nas vigas ensaiadas que apresentaram
ruptura por flexão, não houve diferença de comportamento relevante entre as vigas dos dois
tipos de concreto. Nas vigas ensaiadas por Choulli, Mari e Cladera (2008), com ruptura por
cortante, verificou-se maiores flechas nas vigas de CAA após a fissuração e resistência ao
cortante até cerca de 20% menor nas vigas de CAA.
5.3.3 – Pilares
Nos estudos envolvendo pilares armados de concretos auto-adensável e vibrado,
com exceção dos pilares de concreto de alta resistência ensaiados por Sonebi et al,
verificou-se maior ductilidade nos pilares de CAA. Os pilares de concreto auto-adensável
ensaiados por Lin et al. (2008) apresentaram fissuração menor que os de concreto vibrado.
5.3.4 – Outros elementos
Ensaios de ligações viga-pilar e de cisalhamento direto, como no caso dos de vigas
com ruptura por cortante, apontaram desempenho do CAA inferior ao do concreto vibrado
de mesma faixa de resistência à compressão.
216
5.4. CONSIDERAÇÕES FINAIS
Em face dos diferentes tipos de materiais e das suas proporções que podem ser
usados nos CAA, fica impossível avaliar suas propriedades por meio de expressões
genéricas aproximadas, sendo indispensável que a sua aplicação seja precedida de
adequada caracterização.
O potencial de fissuração decorrente da deformação restringida depende do
desenvolvimento da resistência e do módulo de elasticidade do concreto, da retração, da
deformação lenta e da relaxação do concreto, parâmetros que dependem da composição,
tipos e teores de cimento, adições e aditivos e tipo e teor de agregados graúdos. Para os
CAA, com maior teor de finos, é de particular relevância que se faça uma cura por vários
dias, para que a fissuração não venha a prejudicar o seu potencial de prover as estruturas
de maior durabilidade.
Embora o dimensionamento de elementos de CAA possa ser feito adotando os
mesmos procedimentos usados para os de concretos vibrados, há que se atentar para a
tendência dos CAA terem menor módulo de elasticidade, maior retração e deformação lenta
que os vibrados de mesma resistência à compressão. A avaliação adequada das
deformações instantâneas e ao longo do tempo de um elemento estrutural é de extrema
importância, principalmente nos elementos protendidos.
Investigação adicional sobre a resistência ao cortante de vigas de CAA com baixas
taxas de armadura longitudinal e transversal seria bem-vinda.
217
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