ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA
GEOMETRIA DA FIBRA DE AÇO NA TENACIDADE À FLEXÃO DOS
COMPÓSITOS DE MATRIZ DE CONCRETO
Dissertação apresentada à Escola Politécnica da Universidade de São Paulo para a obtenção do título de Mestre em Engenharia.
Área de Concentração:
Engenharia de Construção Civil e Urbana
Orientador:
Prof. Dr. Vahan Agopyan
São Paulo
1998
NELSON LUCIO NUNES
ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA
GEOMETRIA DA FIBRA DE AÇO NA TENACIDADE À FLEXÃO DOS
COMPÓSITOS DE MATRIZ DE CONCRETO
Dissertação apresentada à Escola Politécnica da Universidade de São Paulo para obtenção do título de Mestre em Engenharia.
São Paulo
1998
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Vahan Agopyan, pela orientação e incentivo.
Ao Prof. Antonio Domingues de Figueiredo, pelo constante apoio dado, pela contribuição técnica e pelo permanente estímulo e empenho para que este trabalho se concretizasse.
Aos fabricantes de fibras de aço Vulkan do Brasil – Divisão Harex, Belgo Mineira Bekaert Arames S.A. e Novocom International, pelo apoio a este projeto de pesquisa, fornecendo o material necessário para a viabilização do mesmo.
À Ciminas/Holdercim, pelo fornecimento de cimento e aditivos.
À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP), pelo apoio financeiro na forma de bolsa de estudo e verbas para aquisição de equipamentos.
Aos colegas e amigos da pós-graduação do PCC pelo estímulo, apoio nos momentos difíceis e alegre convívio nestes anos de trabalho.
Aos meus pais, Nelson Nunes e Ieda Veronez Nunes e à minha irmã Gislaine, pelo incentivo, carinho e paciência neste período difícil de elaboração da dissertação e por tudo que fizeram por mim.
A todos os demais que, de alguma maneira, colaboraram na execução deste trabalho.
ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DA FIBRA DE AÇO NA TENACIDADE À FLEXÃO DOS COMPÓSITOS DE MATRIZ DE CONCRETO
Nelson Lúcio Nunes SUMÁRIO
AGRADECIMENTOS...III LISTA DE FIGURAS... VI LISTA DE TABELAS... X RESUMO ... XII ABSTRACT... XIII
1. INTRODUÇÃO ...2
1.1. OBJETIVO ...2
1.2. JUSTIFICATIVA DO ESTUDO ...2
1.3. CENTROSDE PESQUISA ...3
1.4. IMPORTÂNCIA DO ESTUDO ...5
2. CONCRETO REFORÇADO COM FIBRAS DE AÇO ...10
2.1. DEFINIÇÃO E HISTÓRICO...10
2.2. APLICAÇÃO ...11
2.2.1. Matriz de concreto ...11
2.2.2. Fibras ...13
2.3. MISTURA E MOLDAGEM ...14
2.4. RESISTÊNCIA MECÂNICA...20
2.4.1. Tração e flexão ...20
2.4.2. Compressão...22
2.4.3. Solicitações dinâmicas ...22
3. TENACIDADE DO CONCRETO COM FIBRAS DE AÇO...26
3.1. GENERALIDADES ...26
3.2. TENACIDADE SOB FLEXÃO...27
3.3. MEDIDAS EXPERIMENTAIS DE DETERMINAÇÃO DA TENACIDADE ...31
3.3.1. Cuidados a serem observados para caracterização da tenacidade ...46
4. A AÇÃO DAS FIBRAS DE AÇO NA TENACIDADE DOS COMPÓSITOS ...54
4.1. INTERAÇÃO FIBRA-MATRIZ ...54
4.1.1. Composição da matriz ...54
4.1.2. Mecanismo de reforço das fibras...57
4.2. FATOR DE FORMA...67
4.3. TEOR DE FIBRAS...73
4.4. TIPO DE FIBRA...75
5. PROGRAMA EXPERIMENTAL...79
5.1. METODOLOGIA ...79
5.1.1. Planejamento experimental ...79
5.1.2. Variáveis independentes ...82
5.1.3. Variáveis dependentes ...91
5.2. PROGRAMA DE ENSAIOS...94
5.2.1. Corpos-de-prova ...94
5.2.2. Mistura, moldagem e cura dos corpos-de-prova ...95
5.2.3. Ensaios de compressão axial e tenacidade ...97
5.3. RESULTADOS OBTIDOS ...97
5.3.1. Fibras de seção transversal retangular, de mesmo comprimento, mas com diâmetros equivalentes diferentes: influência do fator de forma. ...97
5.3.2. Fibras de seção transversal circular de mesmo comprimento e diâmetros equivalentes diferentes: influência do fator de forma. ...122
5.3.3. Fibras de seção transversal circular com mesmo fator de forma: influência do comprimento ...135
6. CONSIDERAÇÕES FINAIS...152
6.1. COMENTÁRIOS ESPECÍFICOS ...152
6.1.1. Formas de avaliação da tenacidade...152
6.1.2. Correlação entre tenacidade à flexão e fator de forma ...153
6.1.3. Influência do teor de fibras na tenacidade...153
6.1.4. Influência do fator de forma na tenacidade ...154
6.2. CONCLUSÃO ...156
6.3. TRANSFERÊNCIA DOS RESULTADOS AO MEIO TÉCNICO ...157
6.4. PROPOSTAS PARA CONTINUIDADE DAS PESQUISAS ...158
ANEXO I - CARACTERIZAÇÃO GEOMÉTRICA DAS FIBRAS SEGUNDO A ASTM A-820 .161 ANEXO II – CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS DA MATRIZ DE CONCRETO...173
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...175
ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DA FIBRA DE AÇO NA
TENACIDADE À FLEXÃO DOS COMPÓSITOS DE MATRIZ DE CONCRETO Nelson Lucio Nunes
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 - Propagação preferencial da fissura na interface agregado-matriz ________ 13 Figura 2.2 - Efeito do teor e fator de forma de fibras cilíndricas na trabalhabilidade do CRFA (BENTUR e MINDESS, 1990) ____________________________________________ 16 Figura 2.3 - Efeito do tamanho do agregado na trabalhabilidade do CRFA ___________ 17 (BENTUR e MINDESS, 1990) __________________________________________________ 17 Figura 2.4 - Efeito da compactação no alinhamento das fibras _____________________ 18 (BENTUR E MINDESS, 1990) __________________________________________________ 18 Figura 2.5 - resistência à tração na compressão diametral de corpos de prova de CRFA 21 (SHAABAN e GESUND, 1993) _________________________________________________ 21 Figura 3.1 - Curva de carga por deslocamento vertical média obtida para fibra de aço com 36 mm de comprimento (FIGUEIREDO, CECCATO e TORNERI, 1997). ___________ 31 Figura 3.2 - Curva típica de carga por deslocamento vertical_______________________ 32 Figura 3.3 - Método da ASTM C1018 para caracterização da tenacidade. _____________ 36 Figura 3.4 - Curva carga por deslocamento vertical de compósito elasto-plástico perfeito __________________________________________________________________________ 37 Figura 3.5 - Compósitos de mesmos índices de tenacidade e diferentes níveis de resistência mecânica segundo o critério da ASTM C1018 (FIGUEIREDO, 1997) _______ 38 Figura 3.6 - Critério da JSCE SF4 (1984) para determinação da tenacidade ___________ 41 Figura 3.7 - Compósitos semelhantes segundo o critério da JSCE-SF4 (1984) para determinação do fator de tenacidade (FIGUEIREDO, 1997) ________________________ 42 Figura 3.8 - Curvas carga por deslocamento vertical médias de dois compósitos com comportamento pós-fissuração distintos mas com fatores de tenacidade praticamente iguais (Reproduzido de TORNERI, 1997)________________________________________ 42 Figura 3.9 - Distribuição de tensões na seção transversal de um coprpo-de-prova de um CRFA, após fissuração da matriz (ROBBINS, AUSTIN e JONES, 1996)_______________ 43 Figura 3.10 - Curvas carga por deslocamento vertical obtidas a partir de três técnicas diferentes de medida do deslocamento vertical (BANTHIA e TROTTIER, 1995a) ______ 48 Figura 3.11 - Dispositivo “Yoke” de fixação do LVDT no corpo-de-prova_____________ 48
Figura 3.12 - Influência da resistência da matriz na instabilidade pós-pico (Adaptado de BANTHIA e TROTTIER, 1995a) ________________________________________________ 49 Figura 3.13 - Instabilidade pós-pico ____________________________________________ 50 Figura 3.14 - Curva de carga por deslocamento vertical de um compósito com grande deformação plástica pós-fissuração ___________________________________________ 52 Figura 4.1 - Profundidade da linha neutra em prismas de CRFA. a) Matriz de 30 MPa b) Matriz de 58 MPa. (Baseado em dados de ARMELIN e BANTHIA, 1997) ______________ 57 Figura 4.2 - Mecanismo de controle de propagação das fissuras (NUNES, TANESI e FIGUEIREDO, 1997) _________________________________________________________ 58 Figura 4.3 - Esquema de deformações (a) e distribuição de tensões de cisalhamento elásticas (b) ao longo da interface fibra-matriz (BENTUR e MINDESS, 1990). _________ 59 Figura 4.4 - Configuração de uma fibra parcialmente descolada e diagrama das tensões de cisalhamento e atrito na interface fibra-matriz (BENTUR e MINDESS, 1990)________ 60 Figura 4.5 - Diagrama simplificado de força de arrancamento por escorregamento ____ 62 Figura 4.6 - Comparação entre curvas de arrancamento de fibras. a) retas e onduladas. b) retas e com ancoragem em gancho (NAAMAN e NAJM, 1991) ______________________ 64 Figura 4.7 - Contribuição da ancoragem mecânica para o arrancamento das fibras de aço com ganchos nas extremidades (NAAMAN e NAJM, 1991)_________________________ 65 Figura 4.8 - Conceituação do fator de forma da fibra _____________________________ 68 Figura 4.9 - Diversos tipos de fibras de aço _____________________________________ 75 Figura 5.1 - Geometria das fibras utilizadas _____________________________________ 80 Figura 5.2 – Diagrama de dosagem ____________________________________________ 87 Figura 5.3 – Curvas de Abrams obtidas com o estudo de dosagem utilizando cimento CP V – ARI. ________________________________________________________________ 89 Figura 5.4 – Giro de 90 0 do corpo-de-prova para minimizar efeitos da segregação e alinhamento das fibras. ______________________________________________________ 95 Figura 5.5 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F1-A ____ 101 Figura 5.6 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F1-B ____ 101 Figura 5.7 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F1-C ____ 102 Figura 5.8 – Curvas de correlação entre os índices de tenacidade (ASTM C1018) e o teor da fibra F1-A ______________________________________________________________ 107 Figura 5.9 – Curvas de correlação entre os índices de tenacidade (ASTM C1018) e o teor da fibra F1-B ______________________________________________________________ 107 Figura 5.10 – Curvas de correlação entre os índices de tenacidade (ASTM C1018) e o teor da fibra F1-C ______________________________________________________________ 108
Figura 5.11 – Curvas de correlação entre o índice de tenacidade I5 (ASTM C1018) e o teor de fibras para todas as fibras estudadas. ______________________________________ 109 Figura 5.12 – Curvas de correlação entre os valores de tensão residual e o teor de fibras F1-A _____________________________________________________________________ 111 Figura 5.13 – Curvas de correlação entre os valores tensão residual e o teor de fibras F1-B _____________________________________________________________________ 112 Figura 5.14 – Curvas de correlação entre os valores de tensão residual e o teor de fibras F1-C _____________________________________________________________________ 112 Figura 5.15 – Curvas de correlação entre os fatores de tenacidade e o teor de fibras para todas as fibras da série 1 de ensaios. _________________________________________ 113 Figura 5.16 – Curvas de correlação entre a tensão residual a 0,5 mm e o teor de fibras para todas as fibras da série de ensaios 1._____________________________________ 114 Figura 5.17 – Curvas de correlação entre a tensão residual a 3,0 mm e o teor de fibras para todas as fibras ________________________________________________________ 114 Figura 5.18 – Correlações entre fator de tenacidade e fator de forma para as fibras F1 117 Figura 5.19 – Correlações entre o fator de tenacidade e número de fibras na seção de ruptura para todas as fibras da série de ensaios 1. ______________________________ 119 Figura 5.20 – Correlação entre o número de fibras na seção de ruptura e o fator de forma efetivo das fibras estudadas. ________________________________________________ 120 Figura 5.21 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F2-C ___ 124 Figura 5.22 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F2-D ___ 124 Figura 5.23 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F2-E ___ 125 Figura 5.24– Curvas de correlação entre os valores de tensão residual e o teor de fibras F2-E _____________________________________________________________________ 128 Figura 5.25 – Curvas de correlação entre os fatores de tenacidade e o teor de fibras para todas as fibras da série 2 de ensaios (Obs.: FF = Fator de Forma)._________________ 128 Figura 5.26– Curvas de correlação entre a tensão residual a 0,5 mm e o teor de fibras para todas as fibras da série de ensaios 2._____________________________________ 129 Figura 5.27 – Curvas de correlação entre a tensão residual a 3,0 mm e o teor de fibras para todas as fibras da série de ensaios 2._____________________________________ 129 Figura 5.28 – Distribuição de tensões na seção transversal de um prisma de CRFA submetido a flexão. ________________________________________________________ 131 Figura 5.29 – Correlações entre fator de tenacidade e fator de forma para as fibras F2 132 Figura 5.30 – Correlação entre número de fibras na seção de ruptura e fator de forma das fibras F2. _________________________________________________________________ 134 Figura 5.31 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F2-A ___ 137 Figura 5.32 – Curvas de carga por deslocamento vertical obtidas com a fibra F2-B ___ 137
Figura 5.33– Curvas de correlação entre os valores de tensão residual e o teor de fibras F2-A (L = 30 mm) __________________________________________________________ 141 Figura 5.34– Curvas de correlação entre os valores de tensão residual e o teor de fibras F2-C (L = 60 mm) __________________________________________________________ 142 Figura 5.35 - Curvas de correlação entre a tensão residual a 0,5 mm e o teor de fibras para todas as fibras da série de ensaios 3._____________________________________ 142 Figura 5.36 - Curvas de correlação entre a tensão residual a 3,0 mm e o teor de fibras para todas as fibras da série de ensaios 3._____________________________________ 143 Figura 5.37 – Curvas de correlação entre fator de tenacidade e comprimento para as fibras da série de ensaios 3. _________________________________________________ 146 Figura 5.38 – Curvas de correlação entre tensão residual no deslocamento vertical 0,5 mm e comprimento da fibra para as fibras da série de ensaios 3. _______________ 146 Figura 5.39 - Curvas de correlação entre tensão residual no deslocamento vertical 3,0 mm e comprimento da fibra para as fibras da série de ensaios 3 _______________ 147 Figura 5.40 – Curvas de correlação entre o fator de tenacidade e número de fibras na seção de ruptura para todas as fibras da série de ensaios 3.______________________ 149
ESTUDO DA INFLUÊNCIA DA GEOMETRIA DA FIBRA DE AÇO NA
TENACIDADE À FLEXÃO DOS COMPÓSITOS DE MATRIZ DE CONCRETO Nelson Lucio Nunes
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 – Métodos de ensaio para determinação da tenacidade especificados para o concreto reforçado com fibras de aço (FIGUEIREDO, 1997 ; GOPALARATNAN e GETTU, 1995) _____________________________________________________________________ 33 Tabela 4.1 - Fatores de tenacidade obtidos para fibras de fatores de forma diferentes para diversos teores de fibras em concreto projetado via seca (baseado em dados de FIGUEIREDO, 1997) _________________________________________________________ 72 Tabela 4.2 - Valores médios do fator de tenacidade obtido com fibras de fatores de forma diferentes (FIGUEIREDO, CECCATO e TORNERI (1997) ___________________________ 72 Tabela 5.1 - Tratamentos experimentais ________________________________________ 81 Tabela 5.2 - Série de ensaios e análise número 1_________________________________ 81 Tabela 5.3 - Série de ensaios e análise número 2_________________________________ 82 Tabela 5.4 - Série de ensaios e análise número 3_________________________________ 82 Tabela 5.5 - Série de ensaios e análise número 4_________________________________ 82 Tabela 5.6 - Definição do teor de argamassa e do teor de água _____________________ 85 Tabela 5.7 – Estudo de dosagem ______________________________________________ 86 Tabela 5.8 - Fibras de aço empregadas no estudo________________________________ 90 Tabela 5.9 – Características das fibras F1 estudadas _____________________________ 98 Tabela 5.10 – Série de ensaios 1 - resultados médios obtidos para resistência à compressão e tração na flexão aos 28 dias de idade e No de fibras na seção de ruptura para todas as misturas _____________________________________________________ 100 Tabela 5.11 – Série de ensaios 1 - resultados médios obtidos para tensão residual e fator de tenacidade. ____________________________________________________________ 100 Tabela 5.12 – Série de ensaios 1 - resumo dos resultados médios dos índices de tenacidade obtidos ________________________________________________________ 100 Tabela 5.13 – Resumo dos resultados da análise de variância para a série 1 de ensaios
_________________________________________________________________________ 105 Tabela 5.14 – Resultados obtidos para as correlações pelo método dos mínimos quadrados para os índices de tenacidade da ASTM C1018 _______________________ 106 Tabela 5.15 – Resultados obtidos para as correlações pelo método dos mínimos quadrados para o Fator de tenacidade da JSCE SF4 e para os valores de tensão residual da EFNARC. ______________________________________________________________ 111 Tabela 5.16 – Valores obtidos para correlação entre fator de tenacidade e fator de forma para as fibras da série 1 de ensaios. __________________________________________ 117 Tabela 5.17 – Valores obtidos para correlação entre fator de tenacidade e número de fibras na seção de ruptura para a série 1 de ensaios. ____________________________ 118 Tabela 5.18 – Características das fibras F2 estudadas na série 2 de ensaios ________ 122
Tabela 5.19 – Série de ensaios 2 - resultados médios obtidos para resistência à compressão e tração na flexão aos 07 dias de idade e No de fibras na seção de ruptura para todas as misturas _____________________________________________________ 123 Tabela 5.20 – Série de ensaios 2 - resultados médios obtidos para tensão residual e fator de tenacidade. ____________________________________________________________ 123 Tabela 5.21 – Resumo dos resultados da análise de variância para a série 2 de ensaios
_________________________________________________________________________ 126 Tabela 5.22 – Resultados obtidos para as correlações pelo método dos mínimos quadrados para o fator de tenacidade da JSCE SF4 e para os valores de tensão residual da EFNARC, para os compósitos da série 2 de ensaios. _________________________ 127 Tabela 5.23 – Valores obtidos para correlação entre fator de tenacidade e fator de forma para as fibras da série 2 de ensaios. __________________________________________ 132 Tabela 5.24 – Características das fibras F2 estudadas na série 3 de ensaios ________ 136 Tabela 5.25 – Série de ensaios 3 - resultados médios obtidos para resistência à compressão e tração na flexão aos 07 dias de idade e No de fibras na seção de ruptura para todas as misturas _____________________________________________________ 136 Tabela 5.26 – Série de ensaios 3 - resultados médios obtidos para tensão residual e fator de tenacidade. ____________________________________________________________ 136 Tabela 5.27 – Resumo dos resultados da análise de variância para a série 3 de ensaios
_________________________________________________________________________ 139 Tabela 5.28 – Resultados obtidos para as correlações pelo método dos mínimos quadrados para os valores de tensão residual da EFNARC, para os compósitos da série 3 de ensaios.______________________________________________________________ 140 Tabela 5.29 – Valores obtidos para correlação entre fator de tenacidade e comprimento para as fibras da série 3 de ensaios. __________________________________________ 145 Tabela 5.30 – Valores obtidos para correlação entre tensão residual nos deslocamentos de 0,5 e 3,0 mm e comprimento para as fibras da série 3 de ensaios._______________ 145 Tabela 5.31 – Valores obtidos para correlação entre fator de tenacidade e número de fibras na seção de ruptura para a série 3 de ensaios. ____________________________ 149
Estudo da Influência da Geometria da Fibra de Aço na Tenacidade à Flexão dos Compósitos de Matriz de Concreto
Nelson Lucio Nunes
RESUMO
O desempenho do concreto reforçado com fibras de aço quanto a tenacidade à flexão depende de, entre outros fatores, das características geométricas da fibra. Uma das principais características geométricas da fibra é o fator de forma, que é a relação entre o comprimento e o diâmetro da circunferência com área equivalente à seção transversal da fibra.
Mediu-se experimentalmente a tenacidade à flexão de prismas de concreto reforçados com onze variedades de fibras de aço com ancoragem mecânica.
Fator de forma, comprimento da fibra e teor de fibras foram correlacionados com as medidas mais utilizadas para caracterização da tenacidade.
Com os resultados obtidos, mostrou-se o ganho de tenacidade com o aumento do fator de forma através da diminuição do diâmetro equivalente ou aumento do comprimento da fibra. Pode-se concluir que o diâmetro equivalente influencia na tenacidade quando o deslocamento vertical dos prismas é pequeno. O comprimento possui significativa influência, sobretudo nos maiores deslocamentos. Assim, comprova-se que o fator de forma (que mostra o grau de influência destes dois aspectos) é uma importante característica para avaliação do desempenho das fibras ancoradas mecanicamente na tenacidade à flexão do concreto reforçado com fibras de aço.
Study of The Influence of Steel Fiber Geometry on Flexural Toughness of Concrete Composites
Nelson Lucio Nunes
ABSTRACT
Steel fiber reinforced concrete composites has good energy absortion, impact resistance, apparent ductility and crack resistance. These qualities occurs due fibers role as stress bridge across cracks. However, the flexural toughness performing of composite depends on, among another factors, the steel fiber geometrical characteristics. One of the main geometrical characteristics is the aspect ratio, which is the ratio between the length of the fiber and the diameter of the circumference which has the same area of the fiber transverse section.
Toughness of composites reinforced with eleven varieties of deformed steel fibers was experimentally measured. Aspect ratio, fiber length and fiber content were correlationed with the main toughness measures currentily used. It was shown, for deformed fibers, that the influence of aspect ratio on flexural toughness of SFRC really exists, confirming that this fiber characteristic could not be scorned to evaluate the steel fiber performance on concrete matrix composites.
1 INTRODUÇÃO
1. INTRODUÇÃO
1.1. OBJETIVO
O objetivo principal deste estudo é a análise da influência da geometria das fibras de aço no comportamento pós-fissuração na flexão do concreto reforçado com as mesmas. Serão investigados parâmetros geométricos como o tipo de fibra (caracterizado pelas diferenças de ancoragem mecânica e seção transversal apresentadas pelas fibras) e, principalmente, o fator de forma das fibras. Procurar-se-á estabelecer correlações entre o fator de forma das fibras que reforçam o concreto e os índices de tenacidade do compósito, medidos através da curva de carga por deslocamento vertical, obtida no ensaio de tração na flexão com deformação controlada, segundo diferentes critérios apontados pelas normas e recomendações internacionais.
O desempenho quanto à tenacidade para cada fator de forma foi quantificado para vários teores de fibra, o que viabiliza a execução de um diagrama de dosagem das fibras. Com isto, torna-se possível ao projetista dosar a fibra para o concreto, levando em conta o tipo de fibra que irá utilizar, o fator de forma da mesma e os níveis de tenacidade que o projeto demandar.
1.2. JUSTIFICATIVA DO ESTUDO
O uso do concreto reforçado com fibras de aço (CRFA) vem se ampliando, tanto no Brasil, como no exterior (BENTUR e MINDESS, 1990). No Brasil, a utilização das fibras de aço como reforço do concreto deu-se mais recentemente, a partir do momento em que se passou a dispor de fibras de aço produzidas especialmente para reforço do concreto (FIGUEIREDO, 1997).
Atualmente, existem no Brasil três fabricantes de fibras de aço para reforço de matrizes de concreto. Aplicações em pavimentos já vêm sendo realizadas (SILVA, MENTONE e PITTA, 1996; PINTO e MORAES, 1996) sendo que, nos últimos anos, mais de 2.000.000 m2 de pavimentos industriais foram executados com CRFA1, mesmo sem a disponibilidade de normas e referências nacionais necessárias para um controle da qualidade específico.
Outro fato que demonstra a importância que o uso das fibras vem ganhando no Brasil, foi a realização do 3o Concurso Técnico IBRACON Prêmio Prof.
Telêmaco de Macedo Hippolyto van Langendonk, promovido pelo Instituto Brasileiro do Concreto em 1996 (IBRACON, 1996), onde o concreto reforçado com fibras foi o tema do concurso.
1.3. CENTROS DE PESQUISA
Quanto ao desenvolvimento de pesquisas sobre concreto reforçado com fibras de aço no exterior, conta-se com centros como Vancouver e Laval, no Canadá, onde já foram desenvolvidos trabalhos sobre métodos de ensaios e caracterização da tenacidade (BANTHIA e TROTTIER, 1995a ; BANTHIA e TROTTIER, 1995b ; MORGAN, MINDESS e CHEN, 1995), modelos para previsão do comportamento de compósitos com fibras de aço (ARMELIN e BANTHIA, 1997) e concreto projetado (BANTHIA, TROTTIER, BEAUPRE e WOOD, 1994). Ainda no Canadá, destacam-se os trabalhos de C.D.
JOHNSTON, da Universidade de Calgary, em Alberta, sobre a utilização do CRFA em pavimentação e recuperação de tabuleiros de pontes (JOHNSTON,
1 dados fornecidos por fabricantes de fibras.
1995). Nos Estados Unidos existem diversos centros de pesquisa com estudos dedicados ao CRFA, com destaque para a Universidade de Michigan, onde estudos sobre a corrosão em concretos reforçados com fibras foram desenvolvidos (KOSA e NAAMAN, 1990). Ainda nos EUA, há a Universidade de Northwestern, onde o pesquisador SURENDRA P. SHAH desenvolve, há mais de vinte anos, diversos estudos e tecnologias sobre compósitos de matrizes cimentíceas reforçados com fibras, inclusive com o desenvolvimento de literatura específica sobre o assunto (BALAGURU e SHAH, 1992). Na Europa, existem centros como a Universidade de Loughborough, no Reino Unido, com estudos sobre a utilização de fibras de aço em concreto projetado (ROBINS, AUSTIN e JONES, 1996). Além do Reino Unido, o CRFA é objeto de estudo na Espanha, onde desenvolvem-se trabalhos sobre novas aplicações para o CRFA (CÁNOVAS, 1997) e também trabalhos sobre concreto de alto desempenho reforçado com fibras de aço, na Universidade Politécnica da Catalunya 2. Ainda na Europa, vale destacar os estudos realizados na França por ROSSI (1994) e os trabalhos de desenvolvimento e divulgação técnica realizados pelos fabricantes de fibras de aço, como os realizados na Alemanha e Bélgica (VANDEWALLE, 1990).
No Brasil, pouca atenção até agora foi dada para a aplicação do concreto reforçado com fibras de aço em pavimentação (industrial e rodoviária). Os estudos concentraram-se apenas em aplicações específicas como concreto projetado (ARMELIN, 1992 ; FIGUEIREDO, HELENE e AGOPYAN, 1995 ; FIGUEIREDO, 1997). Em 1996, teve início na Escola Politécnica da USP, um grupo de estudos sobre concretos reforçados com fibras (AGOPYAN, 1997),
2 Informação cedida por Ravindra Gettu - comunicação pessoal.
onde os principais campos de estudo são o controle da qualidade, a dosagem e o emprego de novos materiais. O trabalho de pesquisa aqui proposto está inserido em um plano de trabalho deste grupo de estudos onde já foram estudados parâmetros para controle e dosagem do concreto projetado com fibras de aço (FIGUEIREDO, 1997) e a influência da ancoragem em gancho das fibras de aço no comportamento pós-fissuração dos concretos reforçados com fibras de aço (TORNERI, 1997). Em paralelo ao estudo aqui apresentado foram realizados outros três: Um, abordando a forma de avaliação da trabalhabilidade do concreto convencional com fibras de aço (CECCATO, 1998), outro sobre o comportamento pós-fissuração de compósitos com matrizes de concreto de alto desempenho reforçados com fibras de açco com alto teor de carbono (ARAKAKI, 1998), e o terceiro, sobre a utilização das fibras de polipropileno para controle da fissuração do concreto (TANESI, TORNERI e FIGUEIREDO, 1997).
1.4. IMPORTÂNCIA DO ESTUDO
A elevação da capacidade de absorção de energia (tenacidade) dos concretos reforçados com fibras de aço com o aumento do fator de forma (relação entre o comprimento e o diâmetro da circunferência com área equivalente à seção transversal da fibra) destas, é fato aceito e reconhecido na literatura sobre compósitos com matrizes cimentíceas (BENTUR e MINDESS, 1990 ; BALAGURU e SHAH, 1992). Porém, os mesmos autores, questionam a importância do fator de forma para as fibras de aço com ancoragem (tipo de fibra utilizado comercialmente como reforço para concreto). Justifica-se esta
afirmação com base no fato de que o conceito de fator de forma foi criado para as fibras retas e lisas, que possuem mecanismos de interação com a matriz diferente do mecanismo das fibras ancoradas (item 4.1.2.).
Por outro lado, diversos trabalhos mostraram a influência do fator de forma das fibras ancoradas no comportamento pós-fissuração dos concretos.
Entretanto, alguns destes trabalhos (RAMAKRISHNAN, WU e HOSALLI, 1989 ; SOROUSHIAN e BAYASI, 1991 ; BALAGURU, NARAHARI e PATEL, 1992), ou estudavam compósitos com grandes volumes de fibra incorporados à matriz (acima de 2 %, quantidade não usual para os compósitos empregados na prática) ou acabavam por apresentarem limitações na sua metodologia tais como a não observação de cuidados necessários para caracterização da tenacidade de concretos reforçados com fibras de aço (item 3.3.1) ou até a comparação dos fatores de forma entre fibras com diferentes aspectos geométricos. Estes fatos acabaram por comprometer a confiabilidade dos resultados obtidos.
A pesquisa aqui apresentada, enfoca o estudo da influência do fator de forma na tenacidade à flexão dos concretos reforçados com fibras de aço, utilizando-se onze variações de fibras produzidas no Brasil. Os compósitos que são objeto deste estudo possuem baixos volumes de fibras incorporados à matriz, compatíveis com aqueles utilizados nas obras de pavimentos rodoviários e industriais. Com a metodologia de estudo aqui proposta procurar- se-á evitar os equívocos e as limitações das metodologias encontradas em trabalhos semelhantes já realizados. Com isto, almeja-se mostrar a influência do fator de forma das fibras de aço ancoradas na tenacidade do CRFA com uma confiabilidade maior seguindo a linha de pesquisa já feita por
FIGUEIREDO (1997) para dosagem da fibra de aço em concreto projetado e por FIGUEIREDO, CECCATO e TORNERI (1997) para comparação de desempenho entre duas fibras de aço com comprimentos diferentes. Ambos os trabalhos já demostraram que não se pode desprezar a influência do fator de forma das fibras de aço na tenacidade mesmo para as fibras que possuem ancoragem em gancho.
1.5. CONTEÚDO DA DISSERTAÇÃO
A presente dissertação está dividida em 6 capítulos. No primeiro capítulo são apresentados os objetivos, jusficativa e importância do estudo realizado e também são citados os centros de pesquisa sobre CRFA no Brasil e exterior.
No capítulo 2 apresenta-se a definição de CRFA e o histórico da utilização deste material bem como os conceitos relativos aos materiais constituintes e a aplicação do CRFA encerrando então com uma breve abordagem sobre as propriedades mecânicas deste.
O capítulo 3 trata especificamente da tenacidade sob flexão do CRFA.
Estão apresentados a definição e conceito de tenacidade, os métodos de ensaio para a obtenção experimental da tenacidade sob flexão e os cuidados a serem observados para a mensuração e caracterização da tenacidade.
No capítulo 4 é discutido o papel das fibras de aço no compósito relativo a tenacidade do mesmo. É abordada a interação entre as fibras e a matriz de concreto (onde são apresentados de uma maneira suscinta os principais mecanismos de reforço das fibras), o conceito de fator de forma (discutindo-se a sua influência na tenacidade) e também a influência do teor e do tipo de geometria da fibra no desempenho do CRFA.
O capítulo 5 apresenta as atividades experimentais desenvolvidas para a elaboração desta dissertação. Neste são apresentados os materiais utilizados, a metodologia de pesquisa empregada, os resultados obtidos discutidos e conclusões parciais sobre os resultados experimentais.
Finalmente, o capítulo 6 apresenta as considerações finais sobre a influência da geometria da fibra de aço na tenacidade do CRFA, como os resultados obtidos podem ser transferidos ao meio técnico e apresenta alguns aspectos sobre o tema que demandam futuros estudos.
CAPÍTULO 2
CONCRETO REFORÇADO COM FIBRAS DE
AÇO
2. CONCRETO REFORÇADO COM FIBRAS DE AÇO
2.1. DEFINIÇÃO E HISTÓRICO
Concreto reforçado com fibras de aço é um material compósito onde a matriz é o concreto de cimento Portland e a segunda fase consiste de fibras de aço, as quais são elementos descontínuos, distribuídos aleatoriamente e cujo comprimento predomina sobre sua seção transversal.
O início da utilização das fibras de aço em concreto ocorreu no início dos anos 60 (ACI, 1982). Nesta época, apenas fibras retas eram utilizadas em teores que variavam de 90 a 100 kg/m3 de concreto (BALAGURU e SHAH, 1992). Mais tarde, progressos como o desenvolvimento das fibras ancoradas e das fibras coladas (RAMAKRISHNAN et al., 1981) somados a utilização de aditivos redutores de água (que proporcionaram melhorias no desempenho do CRFA tanto no estado fresco, quanto no estado endurecido), provocaram um aumento significativo na aplicação deste material (BALAGURU e SHAH, 1992).
As propriedades do concreto que mais são incrementadas com a adição das fibras são a tenacidade à flexão, fadiga e impacto, o que qualifica o concreto reforçado com fibras de aço para diversas aplicações tais como pavimentos rodoviários (JOHNSTON, 1984), reparos em pavimentos e estruturas rodoviárias (JOHNSTON e CARTER, 1989 ; CHANVILLARD, AÎTCIN e LUPIEN, 1989 ; JOHNSTON, 1995; LUPIEN et al., 1995 ; NUNES, TANESI e FIGUEIREDO, 1997), pavimentos industriais (VANDENBERGHE e NEMEGEER, 1985 ; TATNALL e KUITENBROWER, 1992 ; PINTO e MORAES, 1996 ; SILVA, MENTONE e PITTA, 1996), concreto projetado para
revestimentos de túneis NATM e contenção de taludes (ACI, 1982; ARMELIN, 1992; FIGUEIREDO, HELENE e AGOPYAN, 1995; FIGUEIREDO, 1997), reparos em paramentos e estruturas hidráulicas em barragens (SCHRADER e MUNCH, 1976; AGUADO, AGUILLÓ e CÁNOVAS, 1996) e estruturas militares (CÁNOVAS, 1997), entre outras.
2.2. APLICAÇÃO 2.2.1. Matriz de concreto
A matriz do compósito constitui-se normalmente de concreto convencional (ACI, 1993), sem restrições ou especificações com relação ao tipo de cimento empregado.
Para que um concreto seja empregado como matriz de um compósito com fibras de aço, deve-se ter cuidado com a trabalhabilidade deste, pois a adição das fibras aumenta consideravelmente a coesão do concreto (ACI, 1982; BAYASI e SOROUSHIAN, 1992), uma vez que as fibras, ao possuírem grande área superficial, tem maior contato entre si e com os outros elementos constituintes do concreto, aumentando em muito o atrito interno do concreto e consequentemente restringindo a fluidez e mobilidade da mistura (CECCATO, NUNES e FIGUEIREDO, 1997). BENTUR e MINDESS (1990) recomendam que a matriz de concreto, sozinha, deve possuir um abatimento no tronco de cone 50 a 75 mm maior do que aquele especificado para o concreto reforçado com fibras. O uso de misturas mais ricas com maior teor de argamassa (mínimo de 50 %), misturas com maior quantidade de pasta para cobrir a grande área superficial das fibras ou o uso de aditivos superplastificantes auxiliam neste aspecto (ACI, 1982; ACI, 1993; ACI, 1988). Um outro aspecto
importante da matriz é com respeito ao diâmetro máximo característico do agregado do concreto. A utilização de agregados com diâmetro muito maior que o comprimento das fibras prejudica o desempenho pós-fissuração das misturas (MAIDL, 1991). O agregado graúdo, nos concretos reforçados com fibras de aço, deve ter diâmetro máximo inferior a metade do comprimento da fibra utilizada, para evitar que o efeito de reforço da fibra de aço no compósito seja prejudicado (CHENKUI e GUOFAN, 1995). Isto pode ocorrer quando o agregado, por ser maior que a fibra, intercepta a fissura que propaga-se preferencialmente ao longo da “interface” agregado-matriz do que ao longo ou através da fibra (figura 2.1). Por esta razão, não é recomendado o uso de agregados com diâmetro máximo superior a 19 mm (ACI, 1993), embora alguns autores (CHENKUI e GUOFAN, 1995) mostram que o emprego de uma fração de agregado com diâmetro máximo de até 40 mm não comprometa tanto a performance das fibras, garantindo um bom desempenho do compósito.
Com relação ao uso de aditivos na matriz de um compósito com fibras, a única restrição é para aditivos contendo cloretos (ACI, 1993), devido aos problemas de corrosão decorrentes de seu uso. Incorporadores de ar podem ser utilizados para casos onde deseja-se prevenir os efeitos de gelo e degelo (ACI, 1993) e, como já descrito anteriormente, é plenamente recomendado o uso de aditivos plastificantes e superplastificantes para a obtenção de matrizes mais trabalháveis.
Figura 2.1 - Propagação preferencial da fissura na interface agregado-matriz
2.2.2. Fibras
As fibras de aço para reforço em compósitos de matriz cimentícea são especificadas pela ASTM A820 (1994a), onde o tipo de material, resistência mecânica, geometria e os requisitos de controle dessas características para aceitação estão detalhados. As fibras adicionadas em concreto possuem comprimentos que variam entre 25 mm e 63,5 mm. Dependendo do processo de fabricação as fibras possuem diversas secções transversais. Fibras de seção circular são produzidas através do corte de arames com seção transversal de até 1 mm de diâmetro. Fibras de seção retangular são obtidas através do corte de chapas de aço, obtendo-se fibras com seções transversais de 0,5 mm de espessura por 0,8 até 1,8 mm de largura (BENTUR e MINDESS, 1990; ACI, 1982). Normalmente, as fibras produzidas possuem deformações
que podem se estender ao longo de todo o seu comprimento (fibras onduladas) ou somente nas extremidades, através de ancoragens em gancho, cones ou outro tipo de ancoragem especial. As deformações tem a finalidade de melhorar o desempenho da fibra na aderência e escorregamento, através de ancoragem mecânica (BENTUR e MINDESS, 1990 ; BANTHIA e TROTTIER, 1994 ; ACI, 1988), que é mais eficiente que os mecanismos de atrito e tensão de cisalhamento (capítulo 4) que predominam em fibras retas e lisas (BENTUR e MINDESS, 1990).
2.3. MISTURA E MOLDAGEM
Para o concreto reforçado com fibras de aço os equipamentos e a forma de mistura são os mesmos utilizados para o concreto convencional. Porém, existe uma recomendação específica para dosagem, mistura, lançamento e amostragem de concretos reforçados com fibras de aço (ASTM C 1116, 1995).
Para qualquer método de mistura é necessário ter uma dispersão uniforme das fibras na matriz e prevenir a segregação e embolamento das fibras durante a mistura (ACI, 1982 ; ACI, 1993). O embolamento das fibras pode acontecer antes das fibras serem adicionadas à mistura ou quando as fibras são adicionadas rapidamente ao concreto em um mesmo ponto de mistura o que provoca seu agrupamento formando “bolotas” de fibras, as quais são difíceis de se desfazerem.
Os principais fatores relacionados ao embolamento da fibra são o fator de forma, o teor e o tamanho e a proporção do agregado graúdo da matriz de concreto. O fator de forma é um dos fatores mais importantes (ACI, 1982), pois seu aumento intensifica a tendência de embolamento das fibras, bem como reduz a trabalhabilidade da mistura. Um grande progresso com relação aos problemas de embolamento das fibras foi o desenvolvimento das fibras coladas. As fibras são coladas entre si com cola solúvel em água, formando
“pentes”. Estes “pentes”, quando adicionados ao concreto, possuem um fator de forma aparente muito menor que aquele das fibras que os compõem.
Durante a mistura a cola é dissolvida e as fibras se separam, tornando-se dispersas na matriz, reduzindo o risco de embolamento das (RAMAKRISHNAN et al., 1980 ; RAMAKRISHNAN et al., 1981). Mesmo com este progresso recomenda-se (ACI, 1982 ; ACI, 1993) que o fator de forma da fibra não seja superior a 100 e que o teor de fibras, em volume, não ultrapasse 2 % para evitar problemas de embolamento.
Com relação a trabalhabilidade a figura 2.2 (BENTUR e MINDESS, 1990) mostra o efeito do teor e fator de forma da fibra na trabalhabilidade dos concretos reforçados com fibras. Nota-se que, com o aumento do volume de fibras adicionado à mistura ou aumento do fator de forma da fibra, o fator de compactação diminui, o que significa uma diminuição da trabalhabilidade. O desenvolvimento das fibras ancoradas nos anos 70, propiciou o uso de fibras mais curtas para um mesmo desempenho pós-fissuração e os problemas de trabalhabilidade decorrentes do fator de forma foram minimizados (BALAGURU e SHAH, 1992).
Figura 2.2 - Efeito do teor e fator de forma de fibras cilíndricas na trabalhabilidade do CRFA (BENTUR e MINDESS, 1990)
Outro fator que influencia o embolamento das fibras e também a perda de trabalhabilidade é o tamanho e teor dos agregados. Quanto maior o tamanho dos agregados menor é a trabalhabilidade da mistura (BENTUR e MINDESS, 1990) e também o risco de embolamento. A figura 2.3 (BENTUR e MINDESS, 1990) mostra a influência do tamanho dos agregados na trabalhabilidade dos concretos reforçados com fibras. Isto também confirma a adoção do limite de 19 mm para o tamanho máximo do agregado no CRFA (ACI, 1993), além das recomendações relativas a dosagem da matriz já descritas no item 2.2.1.
Figura 2.3 - Efeito do tamanho do agregado na trabalhabilidade do CRFA (BENTUR e MINDESS, 1990)
Outro aspecto que merece cuidado na preparação de elementos de concreto reforçado com fibras é a sua orientação durante a moldagem. No caso das fibras de aço estas são monofilamentos individuais discretos e distribuídos de forma uniforme e aleatória cuja distribuição na matriz não chega a ser completamente uniforme e nem perfeitamente aleatória (BENTUR e MINDESS, 1990). Se a razão entre o comprimento da fibra e a espessura da matriz for grande, o arranjo das fibras será bidimensional (efeito de borda). O arranjo em 2D pode ainda ser provocado em componentes de maior espessura através da vibração ou compactação o que, dará ao compósito um comportamento anisotrópico. Neste caso, as fibras tendem a alinhar-se em planos ortogonais à direção de moldagem (figura 2.4). Um agravante que pode ocorrer neste caso é a sedimentação das fibras na parte inferior dos elementos de CRFA, devido a utilização de matrizes mais fluídas. São por estes motivos que em
determinadas recomendações (JSCE, 1984a ; ASTM, 1994b) a menor dimensão do corpo de prova para ensaio de flexão com deformação controlada é especificada em função do tamanho da fibra. Normalmente, a menor dimensão do corpo-de-prova deve ser aproximadamente três vezes o comprimento da fibra (JSCE, 1984a). Uma forma de minimizar as consequências deste problema durante o ensaio de tenacidade é girar de 90o os corpos-de-prova que serão submetidos ao ensaio.
Figura 2.4 - Efeito da compactação no alinhamento das fibras (BENTUR E MINDESS, 1990)
Quanto ao adensamento dos compósitos com fibras de aço, estes requerem uma maior energia de compactação para mobilização da mistura e consolidação nas formas (ACI, 1982), evitando assim, a produção de concretos com maior volume de vazios. Entretanto, isto fica restrito para concretos com elevados teores de fibras. Em recente trabalho experimental (CECCATO, NUNES e FIGUEIREDO, 1997), foi observado que para os teores de fibra na faixa de 20 a 60 kg/m3, os resultados do ensaio VeBe mostraram que a variação do teor não afeta a facilidade de compactação do concreto. Em um outro trabalho experimental realizado no Canadá (TROTTIER et al., 1997), foi demonstrado que para teores de fibra de aço de até 50 kg/m3 , não houve alteração na absorção de água e no índice de vazios permeáveis do CRFA quando comparado com a matriz sem fibras, o que confirma a indicação exposta acima. Assim como os concretos convencionais o CRFA necessita de compactação porém, esta deve ser diferenciada. O ACI (1982) afirma que a compactação do CRFA de forma interna com imersão de vibradores de agulha é aceitável. Ainda assim, é preferível a utilização de vibração externa das formas para evitar a segregação das fibras. A recomendação japonesa (JSCE, 1984a), segue esta linha ao recomendar o uso de vibração externa para a confecção de corpos-de-prova prismáticos para o ensaio de tenacidade à flexão.
2.4. RESISTÊNCIA MECÂNICA 2.4.1. Tração e flexão
As fibras de aço são particularmente efetivas quando submetidas a tensões de tração na flexão, cisalhamento e impacto e sob cargas dinâmicas (BENTUR e MINDESS, 1990). Entretanto, a adição de fibras de aço no concreto, em teores abaixo do volume crítico (item 4.3), contribui muito pouco para a elevação da resistência à tração direta. A resistência à tração direta do CRFA é geralmente da mesma ordem de grandeza do que aquela para o concreto sem reforço de fibras (ACI, 1994). Em alguns casos pode até ser menor, como foi apresentado por ROSSI (1994), que atribui este comportamento ao aumento dos vazios no concreto com a introdução das fibras. Em ensaios de tração na compressão diametral com teores de fibras de aço abaixo de 2 % (em volume) não houve aumento da resistência à tração do concreto (BALAGURU e SHAH, 1992). Resultados obtidos em ensaios de tração na compressão diametral por SHAABAN e GESUND (1993), apresentados na figura 2.5, confirmam este aspecto ao mostrarem a pouca contribuição das fibras para a resistência à tração.
Uma forma de avaliar indiretamente a resistência à tração do concreto reforçado com fibras de aço é através da resistência à tração na flexão ou módulo de ruptura, também chamada de resistência à flexão. BENTUR e MINDESS (1990) chegam a afirmar que o efeito das fibras de aço na resistência à flexão é muito maior do que na resistência à tração direta e compressão.
Figura 2.5 - resistência à tração na compressão diametral de corpos de prova de CRFA (SHAABAN e GESUND, 1993)
Entretanto, isto somente é válido para compósitos com volumes elevados de fibras, como mostram BALAGURU e SHAH (1992), ao afirmarem que o aumento na resistência à flexão é desprezível com a adição de fibras de aço no concreto em teores abaixo de 90 kg/m3, valor que é raramente empregado na prática. Isto foi confirmado em muitos trabalhos experimentais como o de BANTHIA e TROTTIER (1995b), que mostrou que a adição de 40 kg de fibras de aço por m3 de concreto não aumentou a resistência à tração na flexão do CRFA.
Desta forma, adicionar fibras de aço no concreto somente para aumentar a resistência à tração do concreto é praticamente ineficaz e inviável, uma vez que a principal contribuição das fibras ocorre após a ruptura da
matriz quando o compósito apresenta maior capacidade portante e maior capacidade de absorver energia.
2.4.2. Compressão
As fibras de aço contribuem muito pouco para a resistência à compressão do concreto. Assim como na tração, a contribuição das fibras ocorre após a fissuração do concreto (BENTUR e MINDESS, 1990). Com a adição de baixos volumes de fibra de aço (0,75%), o acréscimo na resistência à compressão é desprezível (BALAGURU e SHAH, 1992). Isto foi comprovado em trabalhos recentes com concretos reforçados com fibras de aço com baixos teores (TROTTIER, MORGAN e FORGERON, 1997), onde os resultados mostram que não há contribuição das fibras para a resistência à compressão do concreto.
2.4.3. Solicitações dinâmicas
Para a aplicação do CRFA em pavimentação, é necessário ter conhecimento de sua capacidade de resistir à esforços dinâmicos, especialmente fadiga. Nos casos reportados pela literatura (BENTUR e MINDESS, 1990; BALAGURU e SHAH, 1992), o CRFA apresentou maior resistência à fadiga e restrição a propagação de fissuras quando comparado com o concreto convencional. Para os casos de concretos com baixos teores de fibras, o trabalho de RAMAKRISHNAN, OBERLING e TATNALL (1987), onde foi avaliada a resistência à fadiga na flexão de concretos reforçados com fibras ancoradas longas em teores de 40 e 60 kg/m3, mostra que a adição de fibras em pequenos teores, aumenta consideravelmente a resistência à fadiga
do concreto. Os corpos-de-prova suportaram mais de 2 x 106 ciclos de carregamento com tensões que chegaram a 95 % da resistência à flexão estática, enquanto corpos-de-prova de concreto sem fibras, suportaram o mesmo número de ciclos com tensões equivalentes a 55 % da resistência à flexão estática.
Foram realizados trabalhos em campo para avaliar a capacidade de resistência a carregamentos dinâmicos dos concretos reforçados com fibras de aço. Vale destacar o trabalho feito por CHANVILARD AÎTCIN e LUPIEN (1989), que utilizaram este tipo de técnica. Neste caso foram feitos testes de campo com o concreto reforçado com fibras de aço para avaliação de seu desempenho como material de recuperação de pavimentos. Foi utilizada uma quantidade de fibras de aço nos teores, em volume, de 0,28% e 0,44% (22 e 34 kg/m3). A opção pela baixa quantidade de fibras, neste caso, deveu-se a dois motivos: não elevar o custo do material de reparo a valores inviáveis e evitar uma interferência na trabalhabilidade do concreto, proporcionando uma boa aplicação em obra. Paralelamente, foram feitos reparos com concreto convencional para efeito de comparação. A espessura da camada de recobrimento foi de 75 mm para o concreto reforçado com fibras e 100 mm para o concreto convencional. Após treze meses de operação, com volume de tráfego médio de trinta mil veículos por dia, foi avaliado o desempenho dos dois materiais de recuperação. O desempenho quanto a fadiga foi determinado através da medida do comprimento das fissuras por unidade linear de pavimento. Os resultados mostraram um desempenho muito superior do CRFA comparado ao do concreto convencional. O revestimento sem fibras, após oito meses, apresentou índices de fissuração quatro a cinco vezes superiores
àqueles observados no concreto reforçado com fibras em um período de treze meses, ainda que o primeiro possuísse espessura superior. Também foi observado que em oito meses as fissuras no pavimento recuperado com CRFA estavam estabilizadas não se propagando mais. Esta restrição à propagação de fissuras aqui observada deve-se ao papel de ponte de transferência de tensões desempenhado pelas fibras (Figura 4.2).
Os exemplos citados acima demostram a capacidade de resistência do concreto reforçado com fibras de aço sob solicitações dinâmicas, sobretudo fadiga, o que habilita a adição de fibras em pequenos teores, no concreto para aplicação em pavimentação.
CAPÍTULO 3
TENACIDADE DO CONCRETO COM FIBRAS
DE AÇO
3. TENACIDADE DO CONCRETO COM FIBRAS DE AÇO
3.1. GENERALIDADES
Para a avaliação do desempenho de um material compósito deve-se considerar os mecanismos envolvidos para a ruptura deste compósito. Uma das formas de interpretar estes mecanismos é através da avaliação do gasto energético envolvido na fratura deste compósito. AVESTON, COOPER e KELLY (1971), baseando-se em princípios de balanço energético, mostraram que em um compósito reforçado com fibras, as fontes de dissipação de energia na formação de uma fratura são: a deformação elástica da fibra devido a transferência de tensão entre a matriz fissurada e a fibra, o trabalho realizado para o descolamento da fibra na matriz e o trabalho de arrancamento da fibra contra a força de atrito no escorregamento fibra-matriz. Isto é válido para o CRFA, uma vez que estas parcelas estão embutidas no trabalho total para a fratura deste tipo de compósito (HANNANT, 1978).
O papel principal das fibras é a sua atuação como ponte de transferência de tensões entre as partes da matriz separada pela fissura. Assim, para o caso dos concretos reforçados com fibras curtas e distribuídas aleatoriamente na matriz, a maior parte do trabalho total para a ruptura do compósito se dá através da energia dissipada na ruptura da aderência entre a fibra e a matriz e posterior arrancamento das fibras (BENTUR e MINDESS, 1990). Desta forma, para a avaliação do desempenho das fibras como reforço do concreto, utiliza- se a quantificação da energia total absorvida pelo compósito ou, em outras palavras, a medida da energia total de fratura do compósito. A esta energia dá- se o nome de tenacidade, que é a mais importante característica nos
compósitos reforçados com fibras de aço (BENTUR e MINDESS, 1990 ; ACI, 1994).
A definição prática da tenacidade é feita através da área sob a curva tensão por deformação (POLAKOWSKI e RIPLING apud FIGUEIREDO, 1997), que forneceria a absorção de energia do material por unidade de volume. Mas isto não seria possível experimentalmente para o CRFA pois, a determinação da tensão após a fissuração da matriz é muito difícil, ao contrário do ensaio de tração direta do aço, onde a deformação medida ocorre na direção da tensão principal.
Hoje em dia, a definição da tenacidade mais aceita e aplicada é aquela que interpreta a tenacidade como a área sob a curva carga por deslocamento vertical (ACI, 1988; BENTUR e MINDESS, 1990; BALAGURU e SHAH, 1992).
O valor desta área que representa a energia, na realidade é o trabalho dissipado no material em função do carregamento aplicado e segundo FIGUEIREDO (1997), possui a desvantagem básica de depender do sistema de aplicação dos esforços e das dimensões do corpo-de-prova. Entretanto, este tipo de avaliação da tenacidade é o mais utilizado nas principais normas e recomendações para o CRFA (JSCE SF4, 1984b; ASTM C 1018, 1994b), com variações apenas para o tratamento da área sob a curva carga por deslocamento e sua posterior interpretação.
3.2. TENACIDADE SOB FLEXÃO
O reforço de fibras contribui substancialmente para o aumento da tenacidade pós-fissuração na compressão e, sobremaneira, na tração (BENTUR e MINDESS, 1990; BALAGURU e SHAH, 1992) onde a contribuição
das fibras é mais efetiva. Entretanto, a determinação da tenacidade na tração direta envolve muitas dificuldades relativas ao esmagamento dos corpos-de- prova nas garras de apoio, influência de eventuais excentricidades, etc. Assim, é mais comum avaliar a tenacidade do CRFA na flexão, que é um tipo de ensaio mais simples de se realizar (GOPALARATNAN e GETTU, 1995; ACI, 1989). Além disto, o aumento da tenacidade sob flexão é um dos motivos principais para a adição de fibras no concreto (BALAGURU e SHAH, 1992).
Desta maneira, será abordado neste item apenas a tenacidade à flexão dos concretos reforçados com fibras de aço, por ser esta a condição de carregamento que o compósito é submetido na maioria das aplicações práticas (BALAGURU e SHAH, 1992) e por ser o tipo de ensaio mais comum para avaliar a absorção de energia pós-fissuração dos compósitos de maneira geral (BENTUR e MINDESS, 1990).
Os fatores que influenciam a tenacidade do compósito são o teor de fibras, a resistência da matriz e a resistência ao arrancamento das fibras, que é o fator mais importante que governa a tenacidade do compósito (BANTHIA e TROTTIER, 1995b). Em geral, matrizes cuja microestrutura é mais compacta e que, conseqüentemente, possuem resistência mecânica elevada conduzem a um comportamento mais frágil do compósito (BANTHIA e TROTTIER, 1994), uma vez que uma parte das fibras rompe antes de seu escorregamento, conseqüência da melhor aderência entre matriz e fibras e da maior carga transferida a elas no momento da ruptura da matriz. Como o gasto energético para a ruptura da fibra é menor que aquele para o arrancamento da fibra, a tenacidade dos compósitos com matrizes de alta resistência tende a ser menor.
A resistência ao arrancamento das fibras, como será visto no capítulo 4, está
relacionada à geometria da fibra. Conseqüentemente, a geometria da fibra influencia a tenacidade do compósito. O aumento no fator de forma das fibras (item 4.2) conduz ao aumento da tenacidade do compósito (BENTUR e MINDESS, 1990; VANDEWALLE, 1990). Além disto, deformações na fibra, como ancoragens em gancho nas extremidades, proporcionam um aumento significativo na capacidade de absorção de energia do compósito (BANTHIA e TROTTIER, 1995b; SOROUSHIAN e BAYASI, 1991).
A maioria dos estudos que avaliaram a influência da adição das fibras na tenacidade utilizavam teores elevados de fibras, os quais não são empregados nas aplicações práticas (BANTHIA e TROTTIER, 1995b). Um exemplo recente é o estudo de SOUROUSHIAN e BAYASI (1991), que mostra que as fibras de aço proporcionam grande capacidade de absorção de energia pós-fissuração, mas o teor de fibras investigado (2 % em volume) foi muito alto comparado aos teores utilizados na prática. Para a aplicação das fibras em pavimentação e, principalmente, em concreto projetado, os teores adicionados no concreto não podem ser elevados em função dos problemas de trabalhabilidade, aplicabilidade e, principalmente, custo (ACI, 1982; ACI, 1988). Para possibilitar uma avaliação do emprego deste material nas obras faz-se necessário estudos sobre a tenacidade dos compósitos com teores de fibras compatíveis com os teores utilizados nos canteiros de obras.
Uma das primeiras investigações da tenacidade de concretos reforçados com baixos teores de fibras foi a realizada por RAMAKRISHNAN et al. (1981), na qual concretos reforçados com baixos teores de fibras de aço apresentavam capacidade portante pós-fissuração e boa tenacidade à flexão. Recentemente, os trabalhos que investigam os efeitos da adição das fibras de aço no concreto
utilizam baixos teores de fibras, não ultrapassando 1% em volume.
BALAGURU, NARAHARI e PATEL (1992) investigaram a adição de fibras de aço em teores de até 60 kg/m3 de concreto e os resultados obtidos mostraram que a adição de fibras nestes teores proporcionaram excelente capacidade de absorção de energia para o concreto de resistência normal. JOHNSTON e CARTER (1989), ao caracterizarem concretos com 60 kg de fibras de aço por m3 de concreto para reparos de pontes no Canadá, verificaram a alta tenacidade destes compósitos. Trabalhos mais recentes de BANTHIA e TROTTIER (1995b) e TROTTIER et al. (1997) mostram a excelente ductilidade pós-fissuração de concretos com fibras de aço ancoradas em gancho nos teores de 40 e 50 kg/m3 de concreto, respectivamente. Mesmo para teores de fibras ainda mais baixos, como 30 kg/m3, o CRFA é tenaz, apresentando capacidade portante pós-fissuração, inclusive com a utilização de fibras mais curtas como foi mostrado por FIGUEIREDO, CECCATO e TORNERI (1997) (Figura 3.1).
0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0 35,0 40,0
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3
D E F L E X Ã O ( mm ) C A R G A ( kN )
B S F 36/1.8
Figura 3.1 - Curva de carga por deslocamento vertical média obtida para fibra de aço com 36 mm de comprimento (FIGUEIREDO, CECCATO e TORNERI, 1997).
3.3. MEDIDAS EXPERIMENTAIS DE DETERMINAÇÃO DA TENACIDADE Como já foi mencionado no item anterior, para a caracterização da tenacidade do compósito, o ensaio mais utilizado é o ensaio de tração na flexão com carregamento em quatro pontos e deformação controlada, prescrito pela Japan Society of Civil Engineers (JSCE SF4, 1984b) e pela American Society for Testing and Materials (ASTM C1018, 1994b) pois, simula melhor as condições de solicitação e é mais simples que o ensaio de tração direta (GOPALARATNAN e GETTU, 1995).
O ensaio de tração na flexão com deformação controlada é executado com prismas com dimensões de (100x100x350) mm3 como é o caso da norma americana (ASTM C1018, 1994b) ou até maiores, como prescreve a recomendação japonesa (JSCE, 1984b) para ensaios de compósitos com fibras
com comprimento acima dos 40 mm, onde os CP’s devem ter dimensões de (150x150x500) mm3. A geometria e tamanho do corpo-de-prova influenciam nos
resultados dos ensaios de tenacidade (GOPALARATNAN e GETTU, 1995;
GOPALARATNAN et al., 1991), fato já comprovado experimentalmente por CHEN, MINDESS e MORGAN (1994).
Se a relação entre a largura e altura do prisma for muito pequena podem surgir elevadas tensões de cisalhamento durante o ensaio. Estas tensões, nos casos dos prismas recomendados pela ASTM C1018 (1994b) e JSCE SF4 (1984b), são responsáveis por deformações adicionais equivalentes a 25 % da deformação total (GOPALARATNAN e GETTU, 1995). Assim, deve-se ter atenção com este aspecto, sobretudo na análise e interpretação dos resultados, principalmente quando da utilização de índices de tenacidade dependentes da geometria do corpo-de-prova como é o caso do índice da JSCE (1984b).
Figura 3.2 - Curva típica de carga por deslocamento vertical
