Análise de risco da formação de etringita tardia em blocos de fundação na região metropolitana de Recife - PE - Brasil

RESUMO

Atualmente, existe a consciência de que é fundamental avaliarem-se as características de durabilidade do concreto com tanta atenção quanto às propriedades mecânicas. A durabilidade das estruturas de concreto pode muitas vezes ser afetada por ataques químicos, colocando em risco o seu desempenho e segurança. Quando o concreto é sujeito à alta temperatura em idades precoces, muitas mudanças físicas e químicas no concreto endurecido podem ocorrer. É amplamente aceito que o concreto submetido a estas condições de temperatura e exposto à umidade é propenso a fissurar devido à Formação de Etringita Tardia (DEF). Este trabalho tem como objetivo principal realizar uma análise do risco de DEF em blocos de fundação na Região Metropolitana de Recife/PE - Brasil. Foi realizada a medição in loco da elevação de temperatura em 5 blocos distintos, com auxílio de instrumentação por meio de datalogger e termopares. Ainda, foi executado o teste de Duggan, com o intuito de avaliar o nível de expansão dos 3 cimentos estudados: X (CP II E 40), Y (CP II F 32) e Z (CP V ARI RS). Paralelamente, as composições químicas destes cimentos e de seus respectivos clínqueres, foram quantificadas por meio de análises de fluorescência de raios-X (FRX). O cimento X (CP II E 40) foi o que apresentou características químicas mais favorecedoras à DEF e, como reflexo, maior nível de expansão no teste de Duggan. Ressalta-se que, adições de metacaulim (8% e 16%) e sílica ativa (5% e 10%), apresentaram potencial mitigador das expansões. É importante salientar que todos os fatores relacionados às propriedades térmicas e composição química dos concretos utilizados na região, convergem para uma condição de susceptibilidade ideal no desencadeamento da DEF. Portanto, é fundamental a especificação em projeto de requisitos mínimos e básicos para evitarem-se altas temperaturas nestes elementos massivos de concreto, prevenindo-os da formação de etringita tardia.

Palavras-chave:
formação de etringita tardia (DEF); composição química; temperatura; prevenção; risco

ABSTRACT

Currently, there is an awareness that is critical to assess the durability characteristics of concrete with as much attention as the mechanical properties. The durability of concrete structures can often be affected by chemical attacks, jeopardizing its performance and security. When concrete is subjected to high temperature at early ages, many physical and chemical changes in hardened concrete may occur. It iswidely accepted that concrete subjected to these conditions of temperature and exposed to moisture is prone to cracking due to Delayed Ettringite Formation (DEF). This work aims at providing a DEF risk analysis on foundation pile caps at the Metropolitan Region of Recife - PE. Temperature rise measurement was performed in situ at 5 different caps through datalogger and thermocouples equipments. Furthermore, the Duggan test was performed in order to assess the level of expansion of 3 cements studied: X (CP II E 40), Y (CP II F 32) and Z (CP V ARI RS). Simultaneously, the chemical compositions of these cements and their respective clinkers were quantified by analysis of X-ray fluorescence (XRF). The cement X (CP II E 40) showed the chemical characteristics favoring with more intensity DEF and, as a result, higher level of expansion in the test Duggan. It is noteworthy that incorporation of metakaolin (8% and 16%) and silica fume (5% and 10%) showed mitigating potential of expansions. It is important to point out that all factors related to thermal properties and chemical composition of the concrete used in the region converge to a condition of ideal susceptibility for triggering DEF. Therefore, it is essential at least minimum and basic requirements in the design specification in order to avoid high temperatures in the massive concrete elements, preventing them from delayed ettringite formation.

Keywords:
delayed ettringite formation (DEF); chemical composition; temperature; prevention; risk

1. Introdução

Atualmente existe uma preocupação crescente com a durabilidade das estruturas em concreto armado, tanto quanto o desempenho mecânico dessas estruturas. No Brasil, recentemente foi publicada a Norma de Desempenho - NBR 15575:2013 - Edificações Habitacionais - Desempenho, a qual especifica nível de desempenho mínimo no tocante a vida útil para os principais sistemas que compõe as edificações habitacionais (ABNT ^[1]).

Por sua vez, a durabilidade das estruturas de concreto pode muitas vezes ser afetada por ataques químicos, colocando em risco o seu desempenho e segurança. Os dois principais ataques químicos ao concreto são atribuídos à Reação Álcali-Agregado (RAA) e à ação de sulfatos, dentre o qual se destaca a Formação de Etringita Tardia (DEF - Delayed Ettringite Formation). Devido à gravidade e o grande número de casos relatados de deterioração atribuídos à RAA, atualmente, no Brasil, possui inúmeras pesquisas acadêmicas e, estudo de casos de estruturas afetadas, com o objetivo de tentar eliminar ou mitigar os riscos do surgimento da RAA (HASPARYK ^[2]).

Comumente, a deterioração de muitas estruturas em concreto armado tem sido atribuída única e exclusivamente à RAA. Na realidade, o que pode estar existindo, em muitos casos, é uma combinação de mecanismos de ataque, como a DEF, que inclusive apresenta sintomatologia bastante semelhante à RAA, o que pode prejudicar o diagnóstico e prognóstico do problema (HASPARYK et al. ^[3]).

Ao contrário da RAA, o fenômeno da DEF possui poucos relatos na literatura brasileira, a exemplo dos trabalhos de Melo ^[4] e Melo et al. [5-6]. Até então não há normatização e guias nacionais de prevenção relacionados à DEF, além de que seus mecanismos de formação são complexos e ainda pouco entendidos.

Diante desse cenário, é justificável a realização deste trabalho devido à falta de preocupação ou até mesmo o desconhecimento por parte do meio técnico acerca da DEF. Como não há uma medida corretiva e econômica após o desencadeamento da DEF, torna-se essencial a prevenção e controle dos fatores que desencadeiam esta patologia.

Sendo assim, esta pesquisa explicita os vários fatores locais que influenciam e contribuem positivamente para o desenvolvimento da DEF, demonstrando a suma importância de sua prevenção e a criação de uma normatização nacional. Dentre esses fatores, podem ser citados: temperaturas elevadas alcançadas por elementos massivos de concreto, devido ao calor de hidratação do cimento Portland, como é o caso de blocos de fundação, e a composição química dos cimentos usualmente utilizados na confecção destes concretos.

Nesse contexto, o objetivo principal deste trabalho é realizar uma análise do risco de DEF na confecção de blocos de fundação em concreto armado de edifícios habitacionais na Região Metropolitana de Recife (RMR), baseando-se no guia preventivo do LCPC aliado ao método experimental de Duggan. A principal hipótese levantada é que todos os fatores relacionados às propriedades térmicas e composição química dos concretos utilizados na RMR convergem para uma susceptibilidade ideal para o desencadeamento da DEF nestes blocos de fundação.

2. Formação de Etringita Tardia (DEF)

2.1 Histórico de casos e fatores influentes

O fenômeno da DEF, foco desta pesquisa, na verdade decorre da formação tardia do mineral chamado etringita, o qual gera expansões no concreto tendo como consequências fissurações mapeadas ou direcionadas na superfície do concreto. A tipologia da fissuração depende do estado de tensão em que o elemento está submetido, bem como, a densidade e distribuição das armaduras. Ressalta-se que a etringita não é sistematicamente prejudicial ao concreto, visto que a mesma é produto da hidratação do cimento. O primeiro caso atribuído à DEF como principal fator causador de danos aconteceu em 1987, na Finlândia, acometendo dormentes pré-moldados de concreto que tinham sido submetidos a um tratamento térmico inadequado e expostos à umidade. Além da Finlândia, outros países no mundo também relataram este fenômeno em dormentes e em vários tipos distintos de elementos pré-fabricados depois de cerca de 10 anos em operação (LCPC ^[7]).

Além de componentes pré-fabricados, a DEF também foi responsabilizada por danificar diversas pontes na Grã-Bretanha, variando entre 8 e 20 anos após a construção. Na França, os casos iniciais foram identificados na década de 1990, entre 5 e 10 anos após a construção, sendo que os concretos, na maior parte, eram atingidos pela DEF e não pela reação álcali-sílica. Em ambos os casos, tais concretos foram mais frequentemente lançados durante o verão, possuíam elevado consumo de cimento (entre 420 e 550 kg/m³⁾, bem como alto teor de alcális equivalente (> 4,0 kg/m³⁾. A tendência desses elementos estruturais era de serem bastante espessos (pelo menos 60 cm), expostos à umidade e a temperatura máxima atingida no interior destes era estimada em cerca de 80°C (LCPC ^[7]).

Além desses, foi relatada no sul do Sri Lanka, a presença de severas fissuras que acometiam alguns blocos de pilares de uma ponte de rodovia. Após extensas investigações, foi verificada que a causa principal para a fissuração nestes blocos era atribuída à DEF (NANAYAKKARA ^[8]).

No estado norte-americano de Maryland, Amde et al. ^[9] realizaram um estudo em uma população ampla de pontes que apresentavam fissuras mapeadas. Foi confirmada a presença quase total de DEF nestas, contrariamente ao número limitado de casos de reação álcali-sílica, existindo até alguns casos de coexistência entre tais patologias.

No Brasil, são raros os relatos de deterioração de estruturas de concreto atribuída à DEF. Recentemente, foi realizada uma extensa investigação para avaliar as prováveis causas que levaram a intensa fissuração em blocos de fundação de uma edificação no país. Baseado nos dados de reconstituição de traço e, portanto, no consumo aproximado de cimento, a possibilidade da massa de concreto ter atingido 80ºC é imensa. Muito provavelmente os concretos experimentam, em associação com a RAA, um ataque característico da DEF (HASPARYK et al. ^[3]).

Tabela 1
Exemplos de estruturas ou elementos estruturais classificados por categoria (Adaptado de LCPC ^[7])

Segundo Mehta e Monteiro ^[10], há consenso geral entre os pesquisadores que a DEF acontece quando a fonte de íons sulfato é interna em vez de externa, oriundas da utilização de um agregado contaminado com gipsita ou de cimento contendo teor de sulfato elevado na produção do concreto. Adicionalmente, a cura a vapor de peças de concreto acima de 65°C pode induzir a formação de etringita tardia, pois a mesma não é estável acima de 65°C, decompondo-se para formar monossulfato hidratado, o qual é adsorvido pelo CSH. Posteriormente, os íons sulfatos são dissolvidos e origina a DEF causando expansão e fissuração. Conforme Godart e Divet ^[11], quando as temperaturas máximas no concreto são maiores que 65°C, proveniente de tratamento térmico ou do calor de hidratação, os sulfatos podem ser incorporados em outras fases do cimento. A DEF é então definida como a formação de etringita no concreto após o endurecimento e sem qualquer fornecimento externo de sulfato, mas exposto à umidade. Este problema da DEF pode ocorrer em elementos espessos de concreto como vigas travessas, pilares de pontes e fundações onde a temperatura do núcleo pode ser muito alta, como resultado do calor de hidratação do cimento (NANAYAKKARA ^[8]). O LCPC ^[7] refere-se à DEF, exclusivamente, aos concretos que foram expostos em idade precoce a aquecimentos que excedem 65°C. Acima desta temperatura, a etringita primária formada durante as reações de hidratação do cimento se decompõe e gera uma fonte interna de íons sulfato. Após voltar a temperatura ambiente e na presença de umidade, a etringita é capaz de recristalizar-se em um estágio em que o concreto encontra-se endurecido, gerando pressões de inchamento que causam fissuração. A temperatura máxima atingida e o tempo de aplicação da alta temperatura influenciam consideravelmente o risco de DEF.

No entanto, Collepardi ^[12] propôs um modelo holístico para a DEF e indica que se devem incluir dois tipos distintos: a DEF causada por fontes internas de sulfato e a DEF causada por fontes externas de sulfato. Este ainda comenta que a decomposição térmica da etringita primária e a sorção-dessorção do sulfato pelo CSH não são condições suficientes e essenciais para a DEF. Não existe um consenso entre os pesquisadores sobre o mecanismo da DEF e a causa da expansão, mas todos concordam que a expansão devido a DEF ocorre em concretos submetidos à alta temperatura em idade precoce. Por isso, Nanayakkara ^[8] e Escadeillas et al. ^[13] citam que foi proposto no Workshop Internacional RILEM TC 186 - ISA que a DEF deve ser corretamente conhecida como "Ataque Interno de Sulfatos Induzido Pelo Calor". Sendo assim, neste trabalho o termo "DEF" fará referência somente à formação de etringita tardia causada por ataque interno de sulfatos induzido pelo calor de hidratação do cimento Portland. Quanto à composição química, Collepardi et al. ^[14] citam que teores relativamente altos de SO₃, tanto no clínquer (2%), quanto no cimento (4%), pela adição de gipsita, pode agravar o perigo de ocasionar expansões elevadas relacionadas à DEF quando sob aquecimento em torno de 80-90°C.

O LCPC ^[7] menciona que a DEF só pode surgir se o cimento usado contém um teor elevado de C₃A e anidrido sulfúrico (SO₃). Com relação ao teor de álcalis, este desempenha papel fundamental no progresso da DEF, sendo que a etringita é muito mais solúvel em taxas mais elevadas de metais alcalinos.

Leklou et al. ^[15] comentam que o desenvolvimento da DEF é possível mesmo em cimentos com baixos teores de C₃A (< 5%). Contudo, para cimentos com altos teores de C₃A e SO₃, o conteúdo de álcalis é essencial e uma pequena variação no seu teor pode permitir ou prevenir o surgimento da DEF. Em seu trabalho, Escadeillas et al. ^[13] confirmam que altos níveis de álcalis incrementam o risco de expansão do concreto após cura térmica. Stark e Bollmann ^[16] afirmam que a DEF é resultado de processos complexos de longa duração, onde a composição do concreto, fatores tecnológicos de produção e os efeitos do ambiente sobre o concreto são importantes. Por isto, todos estes fatores devem ser levados em consideração, visto que não é suficiente levar em consideração apenas um dos fatores que influenciam o seu desencadeamento.

A finura do cimento certamente também possui um papel importante no processo de DEF. Geralmente, os cimentos com alta resistência inicial são particularmente susceptíveis a expansão induzida por DEF (CIGROVSKI ^[17]).

Em sua experiência na limitação de temperaturas atingidas pelos concretos em diversos projetos, com vistas à prevenção da DEF,

Cussigh ^[18] mostra que em geral, o resfriamento interno não é necessário diante da otimização do proporcionamento e dos materiais componentes do concreto.

2.2 Teste de Duggan

Folliard et al. ^[19] cita que a American Society for Testing and Materials (ASTM) e a American Association of State Highway and Transportation Officials (AASHTO) não possuem um método de teste para avaliar a susceptibilidade à DEF de concretos e argamassas. Consequentemente, vários pesquisadores têm desenvolvido vários métodos de ensaios laboratoriais referentes à DEF, porém, as tentativas de padronizar um dado procedimento falharam devido à falta de uma base de dados suficientes e reproduzível com correlação adequada ao desempenho real de campo. Não muito diferente, a Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT) também não possui um método de teste para avaliação de DEF em materiais cimentícios.

Existem métodos de ensaio de longo prazo, a exemplo do método do LCPC ^[7], onde amostras são confeccionadas em laboratório de maneira que tentam simular as condições reais de campo. No entanto, ensaios de longo prazo tornam-se inviáveis por conta do longo tempo de duração para se obterem dados confiáveis para uma conclusão adequada.

Tabela 2
Classes de exposição das estruturas relacionadas à DEF (Adaptado de LCPC ^[7])

Já os ensaios acelerados, a exemplo do Método de Duggan (GRABOWSKI et al. ^[20]), que em contrapartida são mais distantes das condições reais de campo, apresentam resultados práticos em tempo viável. Possui como principal vantagem a curta duração de 30 dias, podendo ser usado para avaliar a capacidade expansiva do concreto antes de ser usado ou para investigar a deterioração de estruturas de concreto existentes, dando uma indicação do potencial de expansão futura devido à DEF.

2.3 LCPC - Guia técnico de prevenção da DEF

No Brasil, não há guias preventivos ou normas de procedimentos de execução de estruturas em concreto voltados explicitamente para a DEF. Apenas a NBR 11709:2010 - Dormentes de concreto - Projeto, materiais e componentes especifica várias características para o concreto utilizado na fabricação dos dormentes, a exemplo da temperatura máxima atingida pelo concreto aliada ao teor máximo de SO₃, porém, não explicita ser a DEF a causa principal para esta especificação (ABNT ^[21]).

Visto a falta de padrões normativos para prevenção de DEF em estruturas de concreto, o LCPC ^[7] instituiu recentemente um guia técnico de prevenção da DEF. A finalidade deste guia é proporcionar recomendações de medidas preventivas para a confecção de elementos em concreto de modo a mitigar os riscos associados à DEF, durante a vida útil da estrutura.

O guia é baseado na realização de referências cruzadas entre a categoria que descreve a estrutura (ou parte dela), bem como o nível de risco aceitável e as ações ambientais que afetam a estrutura (ou parte dela) ao longo de sua vida útil. Esta etapa de referência cruzada serve para estabelecer o nível de prevenção necessário, o qual determina o conjunto de medidas preventivas a ser implementado. Tais medidas dependem intensamente do limite máximo de temperatura atingido no núcleo dos elementos estruturais, durante o endurecimento do concreto e da escolha de uma melhor concepção de concreto que seja satisfatória.

2.3.1 Categoria de determinada estrutura ou parte estrutural

O guia enquadra as estruturas, ou partes destas, em três categorias que representam o nível aceitável de risco relacionado à DEF, conforme mostrado na Tabela 1. A escolha da categoria estrutural é da responsabilidade do projetista e depende do tipo de estrutura, da sua finalidade, das consequências das alterações no nível desejado de segurança, e por último, de sua manutenção futura (LCPC ^[7]).

2.3.2 Classes de exposição relativas à DEF

Dependendo do grau de exposição do elemento estrutural, o guia define três classes de exposição: XH1, XH2 e XH3 (LCPC ^[7]).

Tabela 3
Escolha do nível de prevenção (Adaptado de LCPC ^[7])

Categoria da estrutura | Classe de exposição da estrutura	XH1	XH2	XH3
Categoria I	As	As	As
Categoria II	As	Bs	Cs
Categoria III	As	Cs	Ds

Estas classes levam em consideração o fato de que a presença de água ou umidade elevada constitui um fator essencial para o desenvolvimento da formação de etringita tardia. A Tabela 2 exibe uma série de exemplos de elementos estruturais classificados de acordo com seus respectivos ambientes de exposição.

2.3.3 Níveis de prevenção

A Tabela 3 mostra os quatro níveis de prevenção que foram estabelecidos pelo LCPC ^[7]: As, Bs, Cs e Ds. O nível de prevenção é então determinado com base na categoria e na classe de exposição XH aplicável para a referida estrutura.

2.3.4 Precauções adotadas baseadas no nível de prevenção

Tabela 4
Adaptação aos cimentos brasileiros das seis condições de uso, quando o limite de temperatura é ultrapassado (Adaptado de GODART e DIVET ^[11])

Condição I	Condição II	Condição III
Duração da manutenção da temperatura do concreto acima de 75°C < 4 h para Bs e acima de 70°C < 4 h para Cs; Teor equivalente de álcalis do concreto < 3 kg/m³.	1) Utilização de cimentos de classe RS, com: Para concreto pré-fabricado: No caso da utilização de cimentos CP I, CP I S, CP V ARI e CP II F: Teor equivalente de álcalis do concreto < 3 kg/m³; Para concreto moldado in-loco: CP I, CP I S, CP V ARI e CP II F não são aceitos.	Uso de cimentos do tipo CP III ou CP IV; SO3 do cimento < 3% e C3A do clínquer < 8%.
Condição IV	Condição V	Condição VI
Uso de cinza volante, escória de alto-forno, pozolanas naturais calcinadas ou metacaulim em combinação com um cimento do tipo CP I, CP I S ou CP V ARI; Teor de adições > 20%; SO3 do cimento < 3% e C3A do clínquer < 8%.	1) Verificação da durabilidade do concreto com relação à DEF baseada em testes de desempenho e que satisfaçam uma série de critérios de decisão.	1) Para elementos pré-fabricados, o par concreto/aquecimento é idêntico ou semelhante a um par concreto/aquecimento que possui ao menos 5 referências de uso sem nenhum problema.

Cada um dos quatro níveis de prevenção As, Bs, Cs e Ds corresponde a um tipo de precaução específica a ser implementada. O princípio da prevenção baseia-se basicamente na limitação da temperatura máxima, T_máx, capaz de ser atingida no interior da estrutura e também, se for atingida, pelo tempo de manutenção desta (LCPC ^[7]).

• Nível de prevenção As (T_máx < 85°C)

Para este nível de prevenção, o risco relativo à DEF é afastado tomando-se as seguintes medidas preventivas:

n A temperatura máxima atingida no interior do concreto deve permanecer abaixo de 85°C;

n No caso de tratamento térmico realizado em elementos pré-fabricados é permitido que a temperatura exceda a T_máx = 85°C até o valor de 90°C, desde que o período durante o qual a temperatura permaneça acima de 85°C seja limitado a 4 horas.

• Nível de prevenção Bs (T_máx < 75°C)

Para este nível de prevenção, o risco relativo à DEF é afastado tomando-se uma das seguintes medidas preventivas:

n A temperatura máxima atingida no interior do concreto deve ser mantida abaixo de 75°C;

n No entanto, se a temperatura máxima obtida no interior do concreto não é capaz de se manter abaixo de 75°C, então ela nunca deve ultrapassar 85°C e pelo menos uma das seis condições mostradas na Tabela 4 devem ser satisfeitas.

• Nível de prevenção Cs (T_máx < 70°C)

Para este nível de prevenção, o risco relativo à DEF é afastado tomando-se uma das seguintes medidas preventivas:

n A temperatura máxima atingida no interior do concreto deve ser mantida abaixo de 70°C;

n No entanto, se a temperatura máxima obtida no interior do concreto não é capaz de se manter abaixo de 70°C, então ela nunca deve ultrapassar 80°C e pelo menos uma das seis condições mostradas na Tabela 4 devem ser satisfeitas.

• Nível de prevenção Ds (T_máx < 65°C)

Para este nível de prevenção, o risco relativo à DEF é afastado tomando-se uma das seguintes medidas preventivas, sendo a primeira prioritária:

n A temperatura máxima atingida no interior do concreto deve ser mantida abaixo de 65°C.

n Se a temperatura máxima obtida no interior do concreto não é capaz de se manter abaixo de 65°C, então ela nunca deve ultrapassar 75°C com o cumprimento das seguintes condições: n Atender a condição II da Tabela 4; n Validação do concreto por um laboratório independente especialista em DEF.

Quanto à condição VI, uma referência satisfatória de utilização corresponde à utilização de um par concreto/aquecimento para uma estrutura que foi exposta a condições que promovem o desenvolvimento da DEF (ambiente XH2 ou XH3) durante um período significativo de tempo (pelo menos 10 anos), durante o qual não aparece absolutamente nenhuma desordem relacionada à DEF. Dois pares de concreto/aquecimento são considerados análogos quando as composições dos concretos se assemelham e especialmente quando as condições listadas a seguir forem atendidas:

n O aquecimento projetado para a mistura de concreto não ultrapassa o aquecimento da mistura de referência;

Figura 1
Fluxograma resumo da sequência experimental

n O teor de C₃A e SO₃ do cimento utilizado na concepção do projeto não exceda o teor de C₃A e SO₃ do cimento de referência;

n O teor de álcalis dos dois concretos não difere em mais de 10%;

n Os agregados utilizados nos dois concretos são derivados da mesma origem;

n Os conteúdos dos componentes de mistura não diferem em

mais de 10%.

3. Materiais e programa experimental

Nesta seção é apresentado o programa experimental desta pesquisa, o qual descreve toda metodologia de instrumentação e monitoramento das temperaturas dos blocos, as características dos concretos e materiais empregados na confecção destes e os equipamentos e procedimentos experimentais utilizados na realização do teste de Duggan.

Ainda, visando atender aos objetivos propostos nesta pesquisa e alimentar todos os dados de entrada, necessários à classificação de risco e aplicação no guia preventivo do LCPC ^[7], é mostrado na Figura 1 um fluxograma resumo da sequência experimental seguida neste trabalho.

3.1 Monitoramento das temperaturas alcançadas pelos blocos

Foi realizado aleatoriamente o monitoramento da evolução da temperatura em um total de cinco blocos de fundação, espalhados em quatro obras atendidas por três concreteiras da região. As curvas de evolução da temperatura x tempo dos concretos foram obtidas através de instrumentação, por meio de datalogger e termopares. Foi utilizado um datalogger digital portátil (Figura 2a), modelo TM-947SD, fabricado pela Lutron Electronic, com capacidade de quatro canais para termopar, resolução de 0,1°C, com frequência programada para aquisição de dados a cada 10 min ao longo de aproximadamente 7 dias.

Figura 2
Instrumentação utilizada no monitoramento das temperaturas alcançadas pelos blocos: a) Datalogger digital portátil, b) Termopar, c) Termômetro digital auxiliar

Foram utilizados quatro termopares tipo "K" com junta exposta (Figura 2b), cada um com comprimento total de 5 m, sendo que três foram alocados em posições específicas dos blocos: próximo ao fundo, no núcleo central e próximo à superfície. O termopar restante foi alocado exteriormente ao bloco, com o objetivo de obter dados de temperatura do ambiente. Tubos metálicos foram necessários para auxiliar o correto posicionamento e reaproveitamento dos cabos termopares.

Em todos os casos foi obtida a temperatura média do concreto no momento do lançamento, por meio de um termômetro digital auxiliar modelo TM-364, fabricado pela Tenmars, com capacidade de dois canais para termopar, resolução de 0,1°C (Figura 2c). Os pormenores acerca da composição dos concretos utilizados nos blocos em estudo são apresentados na Tabela 5. Já os detalhes geométricos (em metros) e os pontos de locação dos termopares em cada bloco são mostrados em croqui e real, nas Figuras 3 e 4, respectivamente.

3.2 Caracterização dos cimentos

Para realização desta etapa foram coletados nas concreteiras A, B e C todos os materiais (cimento, agregado miúdo, agregado graúdo, adições minerais) utilizados como insumos para os concretos em questão. No mesmo período também foram coletados os clínqueres nas fábricas de cimentos.

3.2.1 Composição química dos cimentos e seus respectivos clínqueres - FRX

Para a determinação da composição química em óxidos dos cimentos e a composição potencial de seus respectivos clínqueres, realizaram-se as análises químicas por fluorescência de raios-X (FRX) no laboratório de mineralogia da Associação Brasileira de Cimento Portland (ABCP).

3.2.2 Massas específicas e finuras Blaine

Esta etapa da caracterização foi realizada no laboratório de cimento Portland da TECOMAT - Tecnologia da Construção e Materiais. As massas específicas dos cimentos foram obtidas de acordo método especificado na NBR NM 23 - Cimento Portland e outros materiais em pó - Determinação da massa específica (ABNT ^[22]).

Para obtenção das superfícies específicas dos cimentos, foi utilizado o método especificado na NBR NM 76 - Cimento Portland

- Determinação da finura pelo método de permeabilidade ao ar (Método de Blaine) (ABNT ^[23]).

3.2.3 Teste de Duggan

Foi utilizado o teste de Duggan como metodologia de ensaio para

Tabela 5
Detalhes da composição dos concretos utilizados na confecção dos blocos em estudo

Figura 3
Detalhes da geometria dos blocos e locação dos termopares: a) Bloco 1, b) Bloco 2, c) Bloco 3, d) Bloco 4, e) Bloco 5

Figura 4
Detalhes reais da geometria dos blocos e locação dos termopares: a) Bloco 1, b) Bloco 2, c) Bloco 3, d) Bloco 4, e) Bloco 5

Figura 5
Fluxograma da sequência de atividades do teste de Duggan

detecção do potencial de expansão deletéria nos concretos estudados devido à DEF, por se tratar de um método acelerado que dura apenas 30 dias e que substituirá o método proposto pelo LCPC, o qual dura no mínimo 1 ano. Vale ressaltar que a expansão no teste de Duggan não é devido à RAA ou por conta de recuperação da retração por secagem, causada pelo ciclo térmico através da absorção de água por imersão. A principal causa de expansão medida no teste é atribuída à DEF (GRABOWSKI et al. ^[20]). Um fluxograma, da sequência de atividades realizadas nesta pesquisa do teste de Duggan, é mostrado na Figura 5. Todo procedimento descrito a seguir foi aplicado aos conjuntos de materiais utilizados distintamente pelas três concreteiras estudadas, incorporando adições comumente encontradas na região: metacaulim (8% e 16%) e sílica ativa (5% e 10%), todas substituindo peso do cimento (s.p.c.), objetivando a avaliação das mesmas quanto à potencialidade de mitigação das expansões. Por questão de padronização nacional, neste trabalho foram utilizados moldes cujas dimensões são de 100 x 100 x 400 mm e os agregados graúdos foram britados e peneirados nas frações 12,5; 9,5 e 4,75 mm, contrariamente ao método original que prevê prismas de 75 x 75 x 350 mm e agregado graúdo britado e peneirado nas frações de 14, 10 e 5 mm. A temperatura da sala de ensaio foi mantida em 23 ± 2 °C. Para a britagem, foi utilizado um britador de mandíbulas, marca MAQBRIT, modelo BM 10x6.

Figura 6
Etapas do teste de Duggan: a) Extração dos testemunhos por meio de perfuratriz Hilti, b) Ciclo térmico utilizado no método de Duggan (GRABOWSKI et al. ^[20]), c) Equipamento dotado de relógio comparador para realização das leituras de expansão dos núcleos de concreto

Conforme prescreve o método de ensaio (GRABOWSKI et al. ^[20]), os parâmetros de mistura do concreto são os seguintes: cimento = 475 kg/m³; agregado graúdo em três frações de 292 kg/ m³ cada (total = 876 kg/m³⁾; agregado miúdo = 656 kg/m³; relação a/c = 0,40; e abatimento = 80 ± 10 mm. Todos agregados miúdos utilizados no teste foram secados em estufa a 105°C. Os agregados graúdos foram utilizados na condição saturada superfície seca (SSS). Os agregados foram divididos e ensacados em quantidade suficiente para se realizar as moldagens dos 15 prismas de concreto e suas medidas individuais de abatimento. Com o intuito de evitar perdas de material, foi empregado um misturador planetário de grande volume em substituição à betoneira comum. Os cimentos, adições e água foram pesados no momento da moldagem. Todo material seco foi pré-homogeneizado manualmente com o auxílio de espátula e o tempo escolhido de mistura mecânica foi fixado de maneira a obter-se homogeneidade nas misturas: 2 min na velocidade baixa seguido de 2 min na velocidade alta.

Por conta da especificação do abatimento em 80 ± 10 mm, foi utilizado aditivo superplastificante de 3ª geração à base de policarboxilatos para possíveis correções de abatimento. As dosagens de aditivo variaram entre 0,0 e 0,6%, sobre peso do cimento. Foi utilizado vibrador de imersão no adensamento e moldagem dos prismas. O molde foi preenchido por apenas uma camada de concreto e foi adensado em três pontos equidistantes ao longo do prisma.

Tabela 6
Resumo comparativo das características e propriedades térmicas dos concretos monitorados

Características	Bloco 1	Bloco 2	Bloco 3	Bloco 4	Bloco 5
Tipo de cimento	X (CP II E 40)	X (CP II E 40)	X (CP II E 40)	Y (CP II F 32)	Z (CP V ARI RS)
Consumo de cimento (kg/m3)	400	400	361	369	430
fck (MPa)	50	50	40	40	40
Temperatura máxima (°C)	72,7	75,0	75,0	73,7	75,3
Tempo de manutenibilidade - T≥70°C (h)	19,1	46,5	42,7	27,1	31,2
Temperatura média de lançamento (°C)	34,6	35,1	33,0	35,3	35,4
Gradiente térmico (°C)	38,1	39,9	42,0	38,4	39,9
Coeficiente de rendimento térmico (°C/kg/m3)	0,095	0,100	0,116	0,104	0,093
Taxa de ganho pré-pico (°C/h)	1,958	1,836	1,447	2,798	1,654
Taxa de perda pós-pico (°C/h)	0,273	0,204	0,270	0,322	0,271

Após a moldagem, os prismas foram submetidos à cura térmica acelerada após 2 horas de pré-cura a temperatura ambiente. As condições aceleradas incluem uma rampa que em 2 h atinge a temperatura de 85°C e depois permanecem 4 horas a 85°C, seguidos de resfriamento até a temperatura ambiente durante a noite na estufa. Ao finalizar a cura térmica, todos os prismas seguiram para a desmoldagem e extração de 5 testemunhos em cada prisma. A extração dos testemunhos foi realizada com auxílio de máquina perfuratriz Hilti e broca diamantada, conforme mostrado na Figura 6a.

O método de Duggan estabelece as dimensões dos núcleos de concreto: 25 mm de diâmetro e 50 ± 5 mm de comprimento. Sendo assim, ao término da extração, todos os testemunhos seguiram para preparo. Foi feito o corte destes com auxílio de gabarito e serra diamantada de maneira a se enquadrarem no comprimento especificado. Posteriormente foram realizados os furos em cada testemunho, com auxílio de um gabarito, adaptado numa furadeira de bancada de maneira que fossem mantidas a verticalidade e a ausência de excentricidade. Realizados os furos, todos os testemunhos de concreto foram secos com auxílio de pistola de ar comprimido.

Após a secagem, foi verificada com auxílio de paquímetro a profundidade de cada furo de maneira que fosse obtido o comprimento efetivo de medida, equivalente a distância interna entre as extremidades dos pinos. Os pinos de aço de baixo coeficiente de dilatação térmica (≤ 2x10^-6°C^-1) foram fixados aos testemunhos por meio de cola Loctite 330, a qual possui metacrilatos como base química. A escolha desta cola foi feita levando-se em consideração os ciclos de molhagem/secagem e aquecimento/resfriamento, propostos no teste de Duggan (GRABOWSKI et al. ^[20]), conforme mostra a Figura 6b.

Figura 7
Gráficos de evolução de temperatura x tempo: a) Bloco 1, b) Bloco 2, c) Bloco 3, d) Bloco 4, e) Bloco 5

Fixados os pinos, os testemunhos permaneceram imersos em água destilada durante 3 dias, para então serem submetidos a 3 ciclos de aquecimento/resfriamento e molhagem/secagem, especificados no teste de Duggan, durante um período de 7 dias. Concluído o ciclo, os núcleos são então imersos em água destilada e as medições são realizadas durante 20 dias. Núcleos de concreto testados pelo método de Duggan, que expandem 0,05% ou mais após esse tempo, indica que o concreto possui potencial para a expansão deletéria desencadeada por DEF (GRABOWSKI et al. ^[20]). Durante o período de imersão final em água destilada, foram realizadas as leituras de expansão. Para realização destas leituras, é mostrado na Figura 6c o dispositivo utilizado dotado de relógio comparador digital, marca Mitutoyo, com sensibilidade de 0,001 mm e calibrador padrão de comprimento nominal de 80 mm, para realização dos zeramentos a cada conjunto de 5 testemunhos. Os testemunhos eram retirados um a um da água destilada e secos com toalha. A leitura era feita efetuando-se um giro de 360º no testemunho, em sentido anti-horário, efetuando-se a leitura do menor valor no relógio comparador.

4. Resultados e discussões

Neste capítulo são apresentados os resultados do procedimento experimental, bem como as suas análises, as quais são voltadas para o objetivo geral desta pesquisa, confirmando ou não a hipótese levantada.

4.1 Monitoramento das temperaturas alcançadas pelos blocos

Tabela 7
Composição química e mineralógica dos clínqueres X, Y e Z

CaO	63,11	61,00	59,54
SiO2	19,44	18,22	17,90
Al2O3	5,51	4,62	3,51
Fe2O3	2,92	2,52	3,45
SO3	1,98	1,92	1,94
MgO	3,14	4,73	10,32
TiO2	0,24	0,31	0,23
SrO	0,06	0,06	0,09
P2O5	0,32	0,27	0,15
MnO	0,03	0,02	0,05
K2O	1,29	0,63	0,94
Na2O	0,06	0,11	0,12
Perda ao fogo	0,76	4,48	0,59
Total	98,86	98,89	98,83
Na2O Equivalente*	0,91	0,52	0,74
FSC* (Fator de Saturação 100,27 104,81 de Cal)			105,24
MS* (Módulo de Sílica)	2,306	2,552	2,572
MA* (Módulo de Alumina) 1,887 1,833			1,017
C3S Bogue	67,91	75,15	77,77
C2S Bogue	4,53	-4,43	-7,33
C3A Bogue	9,66	7,98	3,46
C4AF Bogue	8,89	7,67	10,50

• (*): Na₂O Equivalente = Na₂O + 0,658.K₂O; FSC = CaO.100/(2,8.SiO₂ + 1,2.Al₂O₃ + 0,65.Fe₂O₃); MS = SiO₂/(Al₂O₃ + Fe₂O₃), MA = Al₂O₃/Fe₂O₃ .

Segue na Tabela 6, um resumo comparativo das propriedades térmicas relacionadas aos 5 blocos de fundação monitorados. A Figura 7a apresenta o gráfico de evolução da temperatura versus tempo, referente ao bloco de fundação 1. A temperatura média do concreto no momento do lançamento foi de 34,6°C. Conforme esperado, a maior temperatura foi registrada no ponto locado no núcleo do bloco 1. O pico de temperatura foi de 72,7°C e o tempo de manutenibilidade de temperaturas superiores a 70°C foi de aproximadamente 19,1 h. Como o consumo de cimento foi de 400 kg/m³ e o gradiente de elevação térmica de 38,1°C, tem-se um coeficiente de rendimento térmico de aproximadamente 0,095°C/ kg/m³. Devido à baixa condutividade térmica do concreto, a baixa taxa linear de perda pós-pico no núcleo foi de aproximadamente 0,273°C/h ou 6,56°C/dia. A taxa de ganho pré-pico no núcleo foi de aproximadamente 1,958°C/h.

A Figura 7b apresenta o gráfico de evolução da temperatura versus tempo, referente ao bloco de fundação 2. Neste caso, a temperatura média do concreto no momento do lançamento foi de 35,1°C. Assim como no bloco 1, a maior temperatura do bloco 2 foi registrada no ponto locado em seu núcleo. O pico de temperatura foi de 75,0°C e o tempo de manutenibilidade de temperaturas superiores a 70°C foi de aproximadamente 46,5 h, valor bem superior ao do bloco 1, atribuído possivelmente ao maior volume de concreto do bloco 2. Como o consumo de cimento foi de 400 kg/m³ e o gradiente de elevação térmica de 39,9°C, tem-se um coeficiente de rendimento térmico de aproximadamente 0,100°C/kg/m³. A taxa linear de perda pós-pico no núcleo foi de aproximadamente 0,204°C/h ou 4,90°C/dia, valor este inferior ao ocorrido no bloco 1. A taxa de ganho pré-pico no núcleo foi de aproximadamente 1,836°C/h.

A Figura 7c apresenta o gráfico de evolução da temperatura versus tempo, referente ao bloco de fundação 3. Neste caso, a

Tabela 8
Composição química dos cimentos X, Y e Z

Determinações	Cimento X (%)	Cimento Y (%)	Cimento Z (%)
CaO	56,72	62,25	63,40
SiO2	20,13	18,65	19,04
Al2O3	5,47	4,41	5,01
Fe2O3	2,54	3,87	3,86
SO3	3,55	3,28	3,04
MgO	3,29	0,52	0,62
TiO2	0,28	0,25	0,25
SrO	0,06	0,24	0,01
P2O5	0,37	0,22	0,02
MnO	0,17	0,14	0,06
K2O	1,02	0,49	0,22
Na2O	0,09	0,07	0,04
Perda ao fogo	5,50	4,78	3,97
Total	99,19	99,17	99,54
Na2O Equivalente*	0,76	0,39	0,18
	.

• (*): Na₂O Equivalente = Na₂O + 0,658.K₂O

temperatura média do concreto no momento do lançamento foi de 33,0°C. Assim como nos blocos anteriores, a maior temperatura foi registrada no ponto locado no núcleo do bloco. O pico de temperatura foi de 75,0°C e o tempo de manutenibilidade de temperaturas superiores a 70°C foi de aproximadamente 42,7 h. Apesar do menor volume de concreto, este valor apresenta-se bem superior ao tempo de manutenibilidade do bloco 1. Como o consumo de cimento foi de 361 kg/m³ e o gradiente de elevação térmica de 42,0°C, tem-se um coeficiente de rendimento térmico de aproximadamente 0,116°C/kg/m³. A taxa linear de perda pós-pico no núcleo foi de aproximadamente 0,270°C/h ou 6,47°C/dia. A taxa de ganho pré-pico no núcleo foi de aproximadamente 1,447°C/h. A Figura 7d apresenta o gráfico de evolução da temperatura versus tempo, referente ao bloco de fundação 4. A temperatura média do concreto no momento do lançamento foi de 35,3°C. A maior temperatura também foi registrada no ponto locado no núcleo do bloco. O pico de temperatura foi de 73,7°C e o tempo de manutenibilidade de temperaturas superiores a 70°C foi de aproximadamente 27,1 h. Como o consumo de cimento foi de 369 kg/m³ e o gradiente de elevação térmica de 38,4°C, tem-se um coeficiente de rendimento térmico de aproximadamente 0,104°C/kg/m³. A taxa linear de perda pós-pico no núcleo foi de aproximadamente 0,322°C/h ou 7,72°C/dia. A taxa de ganho pré-pico no núcleo foi de aproximadamente 2,798°C/h.

A Figura 7e apresenta o gráfico de evolução da temperatura versus tempo, referente ao bloco de fundação 5. A temperatura média do concreto no momento do lançamento foi de 35,4°C. A maior temperatura também foi registrada no ponto locado no núcleo do bloco. O pico de temperatura foi de 75,3°C e o tempo de manutenibilidade de temperaturas superiores a 70°C foi de aproximadamente 31,2 h. Como o consumo de cimento foi de 430 kg/m³ e o gradiente de elevação térmica de 39,9°C, tem-se um coeficiente de rendimento térmico de aproximadamente 0,093°C/kg/m³. A taxa linear de perda pós-pico no núcleo foi de aproximadamente 0,271°C/h ou 6,51°C/dia. A taxa de ganho pré-pico no núcleo foi de aproximadamente 1,654°C/h.

É notório que em todos os casos, sem exceção, os blocos atingiram temperaturas acima de 70°C, capazes de atingir o nível dos 75°C, independentemente de fatores tais como tipo e consumo de cimento, tipologia de sistema de forma utilizada, o volume do elemento concretado, etc.

Ainda, conforme mencionado, as temperaturas elevadas possuem papel fundamental na DEF e é amplamente aceito no meio técnico que o concreto é susceptível ao desencadeamento desta, quando submetido a temperaturas acima de 65-70°C [⁴, ⁵, ⁷, ⁸]. Portanto, do ponto de vista térmico, todos os blocos ultrapassam o limite seguro de temperatura e por isso, situam-se numa situação crítica com relação à DEF.

4.2 Caracterização dos cimentos

4.2.1 Composição química dos cimentos e seus respectivosclínqueres - FRX

Tabela 9
Massas específicas e superfícies específicas dos cimentos estudados

	Cimento X	Cimento Y	Cimento Z
Massa específica ρ (g/cm3)	3,04	3,02	3,06
Superfície específica S (cm2/g)	3890	4670	4870

Os resultados para os respectivos clínqueres dos cimentos são mostrados na Tabela 7. Nota-se que os teores de SO₃ em todos os clínqueres foram bem próximos e valem aproximadamente 2%. Quanto ao teor de álcalis, nota-se um maior teor no clínquer X, o que possivelmente irá refletir nos álcalis de seu respectivo cimento. Conforme esperado, o clínquer Z, utilizado na fabricação do cimento CP V ARI RS, apresentou maior teor de C₃S perante os demais. No entanto, tal aspecto não refletiu fundamentalmente nos valores de picos de temperaturas alcançados pelos blocos de fundação monitorados, embora, o bloco 5 confeccionado com este cimento, apresentou maior pico de temperatura entre eles. Com relação ao teor de C₂S negativo, ele é reflexo do uso de um FSC maior do que 100, significando que o teor de CaO no clínquer é superior ao necessário, ou ainda, não há SiO₂, Al₂O₃ e Fe₂O₃ suficientes para reagir com o CaO para a formação dos compostos fundamentais.

Figura 8
Gráfico de expansão média dos 5 testemunhos versus tempo: a) Cimento X (CP II E 40), b) Cimento Y (CP II F 32), c) Cimento Z (CP V ARI RS)

Os clínqueres X, Y e Z apresentaram como teor de C₃A total 9,66%, 7,98% e 3,48% respectivamente. Os valores elevados apresentados pelos clínqueres X e Y podem contribuir para a DEF e, consequentemente, para os valores de expansão do teste de Duggan. Cabe ressaltar o baixo valor apresentado pelo clínquer Z, que não contribuirá na formação de etringita comparado aos outros clínqueres.

Os resultados para os cimentos são mostrados na Tabela 8. Nota-se o elevador teor de SO₃ (>3%) em todos os cimentos estudados, sendo maior para o cimento X (CP II E 40), o qual poderá influenciar nos valores de expansão obtidos no teste de Duggan. É o cimento X que também apresenta o maior teor de álcalis equivalente, valor este bem discrepante em relação aos demais cimentos (0,76% para o cimento X contra 0,39% e 0,18% para os cimentos Y e Z, respectivamente).

A quantidade de Fe₂O₃ é bem parecida nos cimentos Y (CP II F 32) e Z (CP V ARI RS), sendo bem inferior no cimento X. Isto pode implicar em uma maior susceptibilidade do cimento X ao ataque por sulfatos devido à DEF.

4.2.2 Massas específicas e finuras Blaine

Os cimentos estudados não apresentaram grande variação entre suas massas específicas.

O cimento Z (CP V ARI RS), apresentou maior finura comparada aos demais cimentos. Por outro lado, o cimento X (CP II E 40) apresentou área específica muito inferior aos demais, contrariando o que era esperado, por se tratar de um cimento de classe 40 o qual necessita de um maior grau de moagem.

Sabe-se que a finura do cimento está relacionada à sua reatividade, sendo que, quanto mais fino o cimento, maior a contribuição para o aumento do calor de hidratação deste (MEHTA e MONTEIRO ^[10]). Embora a taxa de ganho pré-pico de temperatura tenha sido superior no bloco 4, o qual utilizava cimento Y em sua constituição, não houve correlação significativa entre o comportamento térmico dos concretos e a finura de seus cimentos, visto que existem outros aspectos influentes no comportamento térmico destes elementos. Os resultados obtidos de massa específica e finura Blaine estão expostos na Tabela 9.

4.2.3 Teste de Duggan

Tabela 10
Enquadramento dos blocos de fundação no guia LCPC

Características			Bloco de fundação
	1	2	3	4	5
Tmáx (°C)	72,7	75,0	75,0	73,7	75,3
tmanutenibilidade (h)	19,1	46,5	42,7	27,1	31,2
Teor equivalente de álcalis (kg/m³)	3,04	3,04	2,74	1,44	0,77
Tipo de cimento	CP II E 40	CP II E 40	CP II E 40	CP II F 32	CP V ARI RS
SO3 do cimento (%)	3,55	3,55	3,55	3,28	3,04
C3A do clínquer (%)	9,66	9,66	9,66	7,98	3,46
Teste de Duggan (%)	0,146	0,146	0,146	0,053	0,044
Condição de uso			Situação
I	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória
II	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória
III	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória
IV	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória
V	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Insatisfatória	Satisfatória
VI	Não aplicável	Não aplicável	Não aplicável	Não aplicável	Não aplicável

A Figura 8a apresenta o gráfico de expansão média dos 5 testemunhos versus tempo, referente ao cimento X (CP II E 40). É notório o alto grau de expansibilidade do caso X0, cujo valor aos 20 dias foi de 0,146%, bastante superior ao limite de 0,05% especificado por Duggan. Este nível de expansão foi atenuado com uso de adições minerais (metacaulim e sílica ativa), sendo menor no caso X10S, cuja expansão foi de 0,058%, resultando em uma redução de 60% na expansão média de referência.

A expansão sofrida pelo concreto no teste de Duggan confirma as análises de composição química deste cimento e seu respectivo clínquer. Tal grau de expansão pode ser atribuído a vários fatores, tais como: alto teor de C₃A (9,66%) presente no clínquer X e elevados teores de SO₃ e álcalis no cimento X (3,55% e 0,76%, respectivamente).

No teste de Duggan realizado com o cimento Y (CP II F 32), o maior grau de expansibilidade ocorreu no caso Y0, conforme mostra a Figura 8b, onde o valor aos 20 dias foi de 0,053%, também superior ao limite de 0,05% imposto por Duggan. As adições minerais também se mostraram eficazes na mitigação das expansões, sendo menor no caso Y10S, cuja expansão foi de 0,024%, resultando em uma redução de 55% na expansão média de referência. A expansão sofrida pelo concreto no teste de Duggan, também confirma as análises de composição química deste cimento e seu respectivo clínquer. Apesar do elevado teor de C₃A (7,98%) presente no clínquer Y e do teor de SO₃ superior a 3% (3,28%), este possui baixo teor de álcalis (0,39%), contribuindo para menor solubilidade da etringita e consequentemente, para um maior impedimento do desencadeamento da DEF.

Já o cimento Z (CP V ARI RS), foi o que melhor se comportou no teste de Duggan entre os cimentos testados, conforme resultados expostos na Figura 8c. É notório que este foi o único cimento, que sem adições, apresentou expansibilidade inferior, ainda que próxima, ao limite de 0,05% imposto por Duggan, cujo valor aos 20 dias foi de 0,044%. O menor nível de expansão se deu também no caso Z10S, cuja expansão foi de 0,021%, resultando em uma redução de 52% na expansão média de referência. O baixo nível de expansão sofrida pelo concreto no teste de Duggan confirma essencialmente as análises de composição química deste cimento e seu respectivo clínquer. Apesar de tratar-se de um cimento CP V ARI, este sendo um cimento resistente à sulfatos foi o que apresentou menores teores de compostos que viabilizam o desencadeamento da DEF: baixo teor de C₃A (3,46%) presente no clínquer Z e baixos teores de SO₃ e álcalis no cimento Z (3,04% e 0,18%, respectivamente).

4.2.4 Enquadramento dos blocos no guia LCPC

Para melhor conscientização de que os blocos de fundação da região metropolitana do Recife são críticos no tocante à DEF, estes foram enquadrados no guia do LCPC.

Os 5 blocos estudados foram enquadrados na categoria II do guia, as quais as consequências de uma potencial desordem seriam bastante graves. Quanto à classe de exposição, estes foram designados na classe XH3, a qual abrange fundações que possuem contato duradouro com água. Consequentemente, é estabelecido um nível Cs de prevenção no tocante à DEF, o qual estabelece que a temperatura máxima atingida no concreto seja de 70°C e, caso não seja possível, esta temperatura nunca deve ultrapassar 80°C e deve satisfazer pelo menos uma das condições de uso estabelecidas na Tabela 4. Na Tabela 10, são apresentados os detalhes do enquadramento de cada bloco.

O pico de temperatura registrado no bloco 1 foi de 72,7°C, enquanto que nos blocos 2 e 3, estes foram iguais à 75,0°C. Dessa forma, não foi satisfeito o nível Cs de prevenção previsto. Contudo, o valor de 80°C não foi ultrapassado e permite que estes sejam avaliados conforme as condições de uso. O tempo de manutenibilidade da temperatura no concreto dos blocos 1, 2 e 3 foi de 19,1 h, 46,5 h e 42,7 h, respectivamente. Todos extrapolam demasiadamente o limite de 4h permitido pela condição I, justificando-se então a condição insatisfatória. Ressalta-se ainda o teor de álcalis equivalente de 3,04 kg/m³ presente nos blocos 1 e 2, o qual ultrapassa o valor limite de 3 kg/m³. No bloco 3, o valor de álcalis é de 2,74 kg/m³ e é bem próximo do valor limite. A condição II não é satisfatória devido ao fato deste cimento não ser de classe RS e, segundo informações do fabricante, possui teor de escória de alto-forno em torno de 16%. Os teores de 3,55% de SO₃ no cimento e 9,66% de C₃A no clínquer ultrapassam os valores limites de 3% para o SO₃ no cimento e 8% para o C₃A no clínquer, não satisfazendo as condições III e IV.

Relacionado à condição V, foi levado em consideração o teste de Duggan realizado no cimento sem o uso de adições, de maneira que o valor médio obtido foi de 0,146% e este ultrapassa o limite de 0,05% proposto por Duggan. No entanto, é importante frisar que a incorporação de adições minerais tiveram efeito mitigador nas expansões atribuídas à DEF. A condição VI não é aplicável por não se tratar de elemento pré-fabricado.

No bloco 4, o pico de temperatura foi de 73,7°C. Dessa forma, não foi satisfeito o nível Cs de prevenção previsto. Contudo, o valor de 80°C também não foi ultrapassado e permite que este seja avaliado conforme as condições de uso estabelecidas na Tabela 4. O tempo de manutenibilidade da temperatura no concreto do bloco 4 foi de 27,1 h, o qual ultrapassa e muito o limite de 4h permitido pela condição I, justificando-se então a condição insatisfatória. A condição II não é satisfatória devido ao fato deste tipo de cimento não ser aceito para concreto moldado in loco. O teor de 3,28% de SO₃ no cimento ultrapassa o valor limite de 3% e o valor de 7,98% de C₃A no clínquer equivale ao valor limite de 8%, de maneira que não satisfazem as condições III e IV.

Relacionado à condição V, foi levado em consideração o teste de Duggan realizado no cimento sem o uso de adições, de maneira que o valor médio obtido foi de 0,053% e este ultrapassa, embora bem próximo, o limite de 0,05% proposto por Duggan. No entanto, é importante frisar que a incorporação de adições minerais também teve efeito mitigador nas expansões atribuídas à DEF, sendo inclusive menores que o valor de referência definido por Duggan. A condição VI é também não aplicável por não se tratar de elemento pré-fabricado. No bloco 5, o pico de temperatura foi de 75,3°C. Dessa forma, não foi satisfeito o nível Cs de prevenção previsto. Contudo, o valor de 80°C também não foi ultrapassado e permite que este seja avaliado conforme as condições de uso estabelecidas na Tabela 4. O tempo de manutenibilidade da temperatura no concreto do bloco 5 foi de 31,2 h, o qual ultrapassa bastante o limite de 4h permitido pela condição I, justificando-se então a condição insatisfatória. A condição II não é satisfatória devido ao fato deste tipo de cimento não ser aceito para concreto moldado in loco. A condição III não é satisfeita, pois não se trata de um cimento CP III ou CP IV e o teor de SO₃ neste cimento foi de 3,04%, ultrapassando, mesmo que pouco, o valor limite de 3%. É importante salientar o baixíssimo teor de C₃A no clínquer (3,46%). Relacionado à condição V, o valor médio obtido no teste de Duggan foi de 0,044%, sendo o único entre os cimentos estudados, a permanecer abaixo do valor limite sem o uso de adições minerais. Ainda, a incorporação de adições também teve efeito mitigador nas expansões atribuídas à DEF. A condição VI, como em todos os outros casos, não é aplicável por não se tratar de elemento pré-fabricado.

5. Conclusões

Os resultados do presente trabalho confirmam o risco do desencadeamento da DEF em blocos de fundação da região metropolitana do Recife. Todos os fatores relacionados às propriedades térmicas e composição química dos concretos utilizados na região, convergem para uma condição de susceptibilidade ideal no desencadeamento da DEF nestes elementos.

Todos os blocos, sem exceção, ultrapassaram o limite seguro de 70°C, e ainda, mantiveram-se inúmeras horas acima deste limite, superando o valor de 4h definido no guia preventivo do LCPC. O nível do pico destas temperaturas não mostrou dependência com fatores tais como tipo, finura e consumo de cimento, tipo litológico dos agregados, tipologia de sistema de forma utilizada, volume do elemento concretado, etc.

Quanto à composição química, o cimento X (CP II E 40) foi o que apresentou maior teor de C₃A no clínquer e SO₃ e álcalis equivalentes no cimento, de maneira que estes fatores foram de fundamental importância na susceptibilidade à DEF do concreto fabricado com este cimento. Tal fato foi confirmado pelo nível de expansão de 0,146% apresentado no teste de Duggan. Surpreendentemente, apesar de ser um cimento com baixo teor de adições, o cimento Z (CP V ARI RS) foi o único aprovado no teste de Duggan sem a utilização de adições de metacaulim ou sílica ativa. Isto é atribuído aos baixos teores de C₃A no clínquer (3,46 %), e SO₃ (3,04 %) e álcalis equivalente (0,18 %) no cimento. Independentemente do teor e tipo de cimento, as adições minerais apresentaram potencial de mitigação das expansões atribuídas à DEF. Em geral, a sílica ativa apresentou-se mais eficaz do que a metacaulim, no que concerne a redução da expansibilidade devido à DEF nos testemunhos de concreto.

Devido a dificuldade no controle de parâmetros químicos relacionados aos cimentos, principalmente em obras de pequeno porte da região, é fundamental, na prevenção da DEF, a conscientização da questão térmica e o estabelecimento do uso de cimentos dos tipos CP III e CP IV, a possibilidade de redução de fck e consumo de cimento no concreto, realização da concretagem dos elementos por camadas e até a pré-refrigeração do concreto com a utilização de gelo em substituição parcial à água. Conclusivamente, torna-se importante a especificação em projeto de requisitos mínimos e básicos para evitarem-se altas temperaturas nestes elementos massivos de concreto, prevenindo-os da formação de etringita tardia.

6. Agradecimentos

Nossos sinceros agradecimentos ao geólogo Marcelo Pecchio (ABCP), pelo apoio e presteza na realização dos ensaios de caracterização química dos cimentos e clínqueres. Aos amigos e técnicos de laboratório Ezequiel Muniz e João Cazuza (UFPE), André Miranda, Melque e toda equipe TECOMAT, os quais auxiliaram na execução de diversas etapas importantes deste trabalho.

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Datas de Publicação

• Publicação nesta coleção
  Jun 2016

Histórico

• Recebido
  16 Nov 2014
• Aceito
  19 Jan 2016