ARTIGO TÉCNICO - AT 19 CLASSIFICAÇÃO DE DANOS EM CONCRETO

Agradeçemos a contribuição da Profa. Eliane Kraus na discussão desse importante tema. As dissertações ligada a temática podem ser obtidas em:
www.estruturas.unb.br
Boa leitura,
Prof. E. Bauer (mat and mat)

CLASSIFICAÇÃO DE DANOS EM ESTRUTURAS DE CONCRETO

Eliane Kraus de Castro ⁽*⁾, João Carlos Teatini de S. Clímaco ⁽**⁾

⁽*⁾  Professora do Departamento de Engenharia Civil e Ambiental - Universidade de Brasília – Laboratório de Ensaio de Materiais.

⁽**⁾ Professor do Departamento de Engenharia Civil e Ambiental  e do Programa de Pós-graduação em Estruturas e Construção Civil – Universidade de Brasília.

Revisão e adequação: pesquisador Manuel Alejandro Rojas Manzano (mat and mat)

Enviado por: Eliane Kraus de Castro

INTRODUÇÃO/ JUSTIFICATIVA/OBJETIVOS

A vida útil de uma estrutura de concreto depende de níveis adequados de manutenção, principalmente porque os eventuais problemas estruturais, sendo descobertos em seu início, têm seus efeitos minorados, reduzindo os custos de reparo. Entretanto, embora crescente o reconhecimento da importância da manutenção estrutural, são ainda insuficientes, mesmo em países desenvolvidos, as disposições normativas específicas para manutenção de estruturas. Em geral, as normas recentes dedicam atenção às disposições de projeto e execução tendo a durabilidade como requisito sem, no entanto, estabelecer critérios objetivos de manutenção [1], [3].

A partir desse fato, foi desenvolvida no Programa de Pós-graduação em Estruturas e Construção Civil do Departamento de Engenharia Civil e Ambiental da Universidade de Brasília (UnB) uma metodologia para avaliação de estruturas de concreto armado de edificações usuais, que estabelece critérios para a classificação de danos que permitem calcular o grau de deterioração dos elementos estruturais isolados e da estrutura como um todo, indicando as ações necessárias ao desenvolvimento da vida útil prevista [2].

Um dos testes iniciais de validação da metodologia foi sua aplicação a uma edificação residencial de propriedade da UnB, avaliada por Kraus [3], em 1994, e apresentado no presente trabalho. Os resultados obtidos indicaram a necessidade de intervenção em curto prazo, em alguns pilares e vigas da estrutura com grau de deterioração crítico. Os resultados constataram a contribuição da metodologia para o estabelecimento de uma estratégia de manutenção preventiva.

MATERIAIS/MÉTODOS/DESENVOLVIMENTO

Em 1987, a RILEM instituiu o Technical Committee 104 - Damage Classification of Concrete Structures, com a finalidade de unificar na Comunidade Européia dos métodos de teste e diagnóstico de estruturas de concreto, visando tornar mais efetivas as inspeções "in situ" e mais econômicos os eventuais reparos. O 104 - DCC enfatiza a necessidade de estabelecer sistemas de classificação e avaliação quantitativa dos danos, com "o objetivo primordial de minimizar a natureza subjetiva dos dados obtidos" [4].

Segundo a metodologia proposta nesta pesquisa, as estruturas de concreto de edificações usuais podem, em geral, ser divididas em famílias de elementos típicos: pilares, vigas, lajes, cortinas, escadas e rampas, reservatório superior e inferior, blocos de fundação, juntas de dilatação e elementos de composição arquitetônica. A partir de vistorias realizadas por profissional habilitado e orientadas por um Caderno de Inspeção associado à metodologia, seguindo o fluxograma da Figura 1, a metodologia permite quantificar o grau de cada dano nos elementos de uma família, os graus de deterioração dos elementos estruturais, das diversas famílias e da estrutura como um todo [3].

Figura 1 - Fluxograma para avaliação quantitativa da estrutura [3]

O fator de ponderação (F_p) quantifica o “prejuízo” relativo gerado por um determinado dano às condições gerais de estética, funcionalidade e segurança de um elemento estrutural. Para cada família de elementos, o Caderno de Inspeção apresenta planilhas com as manifestações possíveis de dano e os respectivos valores de F_p, numa escala de 0 a 10. Os valores do fator de ponderação foram estipulados a partir de extensa observação de estruturas danificadas e de aferições sucessivas da formulação.

O fator de intensidade do dano (F_i) é atribuído pelo profissional responsável pela vistoria, estimando a gravidade das manifestações, segundo a escala: sem lesões (F_i = 0), lesões leves (F_i = 1), lesões toleráveis (F_i = 2), lesões graves (F_i = 3) e estado crítico (F_i = 4). Entretanto, uma pontuação desse tipo pode resultar muito subjetiva, se não for acompanhada de uma classificação precisa da gravidade das lesões e sua evolução, que é fornecida no Caderno de Inspeção e serve de subsídio ao profissional em suas inspeções [3].

O grau de dano (D) em um elemento é calculado para cada dano, a partir dos valores correspondentes do fator de ponderação (0 ≤ F_p ≤ 10), e do fator de intensidade (0 ≤ F_i ≤ 4), usando uma analogia com o modelo de Tuutti [5], segundo o qual a deterioração se desenvolve em duas etapas distintas, iniciação e propagação dos danos. Propõe-se para o cálculo do grau de dano as expressões a seguir:

O grau de deterioração de um elemento ( G_de ) é determinado em função dos valores do grau de dano " D_i " das "m" manifestações detectadas no elemento, a partir de uma das expressões seguintes:

Da Expressão (4), para elementos com mais de dois danos, o grau de deterioração do elemento, G_de, é a soma do grau máximo detectado com a média aritmética dos graus dos demais (m-1) danos. Ou seja, o dano maior seria "agravado" pela presença dos demais danos. A Tabela 1, elaborada a partir de ajustes da metodologia a situações reais, apresenta as ações a serem adotadas em elementos isolados em função do grau de deterioração, G_de:

 Tabela 1 -  Classificação dos níveis de deterioração do elemento

O grau de deterioração de uma família, G_df, é definido como a média aritmética dos graus de deterioração dos ‘n’ elementos com danos expressivos, de forma a evidenciar os elementos em pior situação. Para "danos expressivos" estabeleceu-se o limite G_de ≥ 15, obtendo-se:

Finalmente, o grau de deterioração da estrutura (G_d) é calculado pela média ponderada dos graus de deterioração das diversas famílias de elementos, tendo como peso o fator de relevância estrutural, F_r , com a seguinte escala para as diversas famílias:

- Elementos de composição arquitetônica:                                                  Fr = 1,0

- Reservatório superior:                                                                                   Fr = 2,0

- Escadas/rampas, reservatório inferior, cortinas, lajes secundárias:     Fr = 3,0

- Lajes, fundações, vigas secundárias, pilares secundários:                   Fr = 4,0

- Vigas e pilares principais:                                                                            Fr = 5,0

Dessa forma, considerando as ‘k’ famílias de elementos que compõem a estrutura, tem-se:

Calculado o valor de G_d, da Expressão (6), classifica-se a estrutura em um dos quatro níveis de deterioração da Tabela 2, que indica as ações a ser tomadas. Cabe frisar a importância da análise individual dos elementos, pois pode ser recomendada a intervenção imediata ou em curto prazo apenas em elementos isolados da estrutura, dependendo do fator de intensidade de um dano ou do grau de deterioração do elemento. Ou seja, o nível de deterioração de uma estrutura pode ser aceitável do ponto de vista global, mas haver necessidade de intervenção em elementos isolados.

Tabela 2 - Classificação dos níveis de deterioração da estrutura

APLICAÇÃO DA METODOLOGIA

Aplicação em edificação residencial (1994)

A edificação avaliada, de propriedade da UnB, é constituída de seis pavimentos-tipo, térreo e subsolo, com aproximadamente 14.000 m² de área construída, com estrutura em concreto aparente, dividida em três blocos por juntas. Foi inspecionado apenas o bloco central, com 4.670 m². Após a análise dos projetos de arquitetura e estrutura, efetuou-se a inspeção, obtendo-se os resultados da Tabela 3, para alguns elementos selecionados segundo sua importância no grau de deterioração da estrutura, elementos estes reparados em intervenção realizada em 1998.

Na inspeção, destacaram-se os problemas seguintes:

a) Três pares de vigas do teto do subsolo: paralelas e adjacentes a uma junta de dilatação, cada par é apoiado na extremidade em um mesmo pilar da cortina. A contínua infiltração de água na junta entre as vigas, devido à lavagem de piso e água de chuva, criou um ambiente úmido constante, agravado pela impermeabilização deficiente, o que causou sérios problemas de corrosão nas armaduras dessas vigas, chegando a provocar esfoliação (desplacamento) do concreto. Da tabela 3 a metodologia calcula para essas vigas um grau de deterioração G_de = 116, índice crítico segundo a Tabela 1, que recomenda intervenção imediata para recuperar as condições de integridade da peça.

Tabela 3 - Viga

b) Pilares da cortina do subsolo: sustentam os pares de vigas do teto, analisadas no item a) acima. Destacou-se como problema mais grave, devido à concepção errônea do projeto estrutural não prevendo o movimento das vigas da superestrutura, por variações de temperatura, no topo dos pilares, ocorreu o esmagamento local do concreto nessas regiões, o que causou, ainda, exposição das armaduras e início de flambagem de barras da armadura principal na ligação viga-pilar. Das expressões (1) a (4), obtém-se para esses pilares o grau de deterioração G_de > 80, crítico pela Tabela 1, indicando intervenção imediata.

Tabela 4 – Pilar

Para os demais elementos, seguindo os mesmos procedimentos, obtém-se o grau de deterioração das famílias e da estrutura como um todo, mostrados na Tabela 5. O nível alto de deterioração 40 < G_d = 44,3 < 60, conforme a Tabela 2 indica, portanto, a necessidade de observação periódica e intervenção em curto prazo.

Tabela 5 - Grau de deterioração da estrutura

Aplicação da metodologia após os elementos recuperados (1998)

Passados 4 anos da primeira inspeção, a UnB colocou à venda as unidades residenciais do prédio em questão, tendo, somente então, decidido reparar os elementos estruturais com grau de deterioração crítico. Os serviços de reparo foram realizados por firma especializada nos elementos analisados no item anterior e nas juntas de dilatação. Nos pilares da cortina, com esmagamento no topo devido à falta de junta, foi feita, em suas extremidades, a solidarização de uma das vigas sobre o pilar, com a liberação da outra viga, que foi erguida mecanicamente para colocação de placa de neoprene fretado, minizando, assim, os movimentos da estrutura devido a variações de temperatura.

Para a recuperação das vigas danificadas por corrosão, foram utilizados os seguintes procedimentos: remoção do concreto desagregado e recomposição da seção utilizando argamassa à base de resina epóxi. As ferragens foram recompostas e limpas e aplicados inibidores de corrosão. Em alguns casos, houve necessidade de substituição de barras, tanto da armadura principal de flexão quanto da transversal, constituída por estribos. Complementando os serviços de recuperação, as juntas de dilatação foram recuperadas e impermeabilizadas, utilizando manta butílica e proteção mecânica.

Concluída a recuperação, foi aplicada novamente a metodologia, tendo em vista avaliar a relevância dos elementos recuperados, com os resultados na Tabela 6. Comparando as tabelas 5 e 6, pode-se constatar a queda acentuada no grau de deterioração das famílias de elementos “Viga principal” - de 46,6 para 12, “pilar” - de 70,6 para 8,6, e “Laje principal” - de 35,4 para 20,7.  O grau de deterioração global da estrutura caiu de 44,3 para 20,8. Todos os novos valores, conforme as tabelas 1 e 2, caracterizam, após o reparo, um “estado aceitável”, evidenciando o sucesso das intervenções e a contribuição da metodologia para a avaliação quantitativa da estrutura e de seus elementos.

Tabela 6 - Grau de deterioração da estrutura

CONCLUSÕES/AGRADECIMENTOS

Apesar de reconhecida a importância da manutenção, são ainda insatisfatórios nas normas correntes as disposições e critérios objetivos referentes a estruturas usuais de concreto. O trabalho apresenta uma metodologia que quantifica os danos em estruturas de concreto armado, e a sua aplicação em uma mesma edificação em duas situações: antes e após a realização de reparos em elementos da estrutura. Os resultados da aplicação foram satisfatórios, refletindo as diferentes situações físicas da estrutura e a adequação das intervenções recomendadas. Dessa forma, conclui-se que a metodologia proposta no trabalho pode ser relevante no estabelecimento de programas de manutenção de edificações com estrutura de concreto.

REFERÊNCIAS

[1]        Associação Brasileira de Normas Técnicas (2000), "Projeto de revisão da norma NB-1: Projeto de estruturas de concreto", Novembro.

[2]        Boldo P. (2001). “Avaliação quantitativa dos danos em estruturas de concreto de próprios nacionais gerenciados pela Diretoria de Obras Militares do Exército Brasileiro”. Dissertação de Mestrado, Universidade de Brasília, Brasil (em andamento).

[3]        Castro, E. K. (1994), "Desenvolvimento de metodologia para manutenção de estruturas de concreto armado", Dissertação de Mestrado, Universidade de Brasília, 185p, Dezembro.

[4]        RILEM (Reunião Internacional dos Laboratórios de Ensaios de Materiais de Construção) (1991), "Technical Committee - Damage Classification of Concrete Structures", Materias and Structures, Ed Champman & Hall, Vol. 24, nº 142, 320 p.

[5]        Tuutti, K. (1982), "Corrosion Steel in Concrete", Swedish Cement and Concrete Research Institute, Stockolm, 469p.

ARTIGO TÉCNICO - AT 11 - CORROSÃO DE ARMADURAS DE CONCRETO

INVESTIGAÇÃO DA INFLUÊNCIA DO CIMENTO CP-III E CPII-E  NA CORROSÃO DAS ARMADURAS DE CONCRETO

E. Bauer

Universidade de Brasília (UnB), Departamento de Engenharia Civil

Campus Universitário – Asa Norte, 70910-900 Brasília/DF

laboratorio.unb@gmail.com

RESUMO

O presente trabalho enfoca a questão da durabilidade das armaduras do concreto armado quanto à corrosão. Os diferentes tipos de cimento atualmente fabricados no Brasil,  apresentam peculiaridades que ensejam  desempenhos diferenciados frente à corrosão das armaduras. Dos diversos cimentos surgem variações quanto a reserva alcalina (manutenção do pH) e mecanismos de ingresso de substâncias agressivas. São analisados dois cimentos que empregam adição de escória de alto-forno, através de ensaios acelerados de corrosão por efeito de cloretos e por efeito de carbonatação empregando a técnica de resistência de polarização para monitorização da corrosão.

1. INTRODUÇÃO

Os cimentos Portland, largamente empregados na construção civil, são obtidos a partir da moagem de um clínquer conjuntamente com sulfato de cálcio e também adições de natureza principalmente silicosa. O clínquer, principal composto reativo do cimento compõe-se basicamente de silicatos, aluminatos e ferro-aluminatos de cálcio. Da hidratação do cimento obtêm-se principalmente o silicato de cálcio hidratado (C-S-H),composto insolúvel e altamente resistente, responsável pela maioria das propriedades de interesse do material. Da hidratação também decorrem outros compostos, tais como: hidróxidos de cálcio, sódio e potássio, fases alumino-ferríticas hidratadas, os quais podem influenciar significativamente na durabilidade dos concretos. Principalmente o hidróxido de cálcio (hidróxido em maior teor) é responsável pela reserva alcalina, ou seja, tem relação direta com a formação e manutenção da camada de passivação. Enfatiza-se dessa forma o alto pH inicial do concreto ( em torno de 12 a 13), obtido principalmente pela hidratação dos silicatos (formação de hidróxido de cálcio principalmente).

Variações das matérias-primas e do processo industrial levam a diferenciações da natureza do clínquer, o que consequentemente traz variações nos compostos finais obtidos, implicando em diferenciações no desempenho frente à corrosão.

Na fabricação dos cimentos são também utilizadas adições de natureza silicosa, tais como: pozolanas, sílica ativa, escória de alto-forno; e também adições carbonáticas. As adições silicosas  reagem principalmente com o hidróxido de cálcio formando o composto C-S-H. Esta reação é vantajosa principalmente porque permite a “substituição”  do hidróxido de cálcio, que é um composto solúvel e de baixas resistências mecânicas, pelo C-S-H o qual é insolúvel e contribui no comportamento mecânico do material (1) . De outro lado, o consumo de hidróxido de cálcio reduz a reserva alcalina, o que pode levar a possível dissolução da película de passivação, com possível surgimento da corrosão ao longo do tempo.

Outra diferenciação importante diz respeito à estrutura física. Para o mesmo nível de resistência mecânica, diferentes clínqueres e diferentes cimentos apresentarão porosidades também diferenciadas (2) . Neste sentido HELENE (1993) (3) enfoca a relação água/cimento como parâmetro principal de influência. Aumentando-se a relação água/cimento aumenta-se o volume de poros e o tamanho dos mesmos. O emprego das adições, por sua vez, faz com que ocorra um refinamento da porosidade (4) (2), ou seja, como conseqüência da reação pertinente ocorre um deslocamento do tamanho de poros no sentido das pequenas dimensões, sendo esta estrutura composta de poros finos e geralmente descontínuos (5) . 

A estrutura física é importante quanto à corrosão, principalmente pelo fato da mesma influenciar decisivamente nos mecanismos de transporte de substâncias agressivas, principalmente cloretos e CO2 . Estes compostos reduzem o pH da fase aquosa presente nos poros e propiciam a dissolução da camada de passivação.  Advêm daí os dois principais mecanismos de corrosão das armaduras em concreto, a saber: efeito de cloretos e efeito de carbonatação.

A corrosão por efeito de cloretos caracteriza-se pela formação de pites de corrosão, ou seja dissolução local e pontual da camada de passivação. Se fazem importantes principalmente o teor de cloretos livres (uma vez que parte dos cloretos são fixados à microestrutura do concreto) na região circunvizinha à armadura sendo o limite para despassivação geralmente regido pela relação [Cl-]/[OH-] conforme enfocam GOÑI e ANDRADE (1990) (6) e PAGE et al. (1991) (7) . Em relação à composição dos cimentos e adições, observa-se que ao se aumentar o teor de fases alumino-ferríticas (aumento do C3A e emprego de adição de escória), diminui-se o teor de cloretos livres, para a mesma idade do concreto (8)(9)(10) . Em tais situações ocorre grande fixação de cloretos pela formação de cloro-aluminatos  (sal de Friedel)  sendo que estes compostos se mantém estáveis em elevados valores de pH (11) .

O processo de carbonatação do concreto é crítico em relação à corrosão, uma vez que o CO2 do ar se dissolve na fase aquosa presente nos poros do concreto formando ácido carbônico, o qual se neutraliza com o hidróxido de cálcio formando carbonato de cálcio. Este processo reduz o pH do concreto de 12 para em torno de 8. Cimentos com menor geração de reserva alcalina (depende do tipo e natureza do clínquer) permitem um avanço da frente de carbonatação mais rapidamente (de fora para dentro) (3)(9) . Inserem-se aqui também os cimentos que empregam adições silicosas, as quais consomem hidróxido de cálcio, os quais são mais suscetíveis e de menor desempenho frente à carbonatação (10) . De outra forma, concretos com  maior porosidade (maior volume de vazios e maior dimensão de poros) permitem  um acesso mais fácil e rápido para o CO2 , permitindo com isso incrementos significativos na velocidade de carbonatação.

Ainda merece menção o efeito combinado de cloretos-CO2. Uma vez que a carbonatação ocorra em estruturas de concreto contaminadas por cloreto, a redução de pH desestabilisa os clorocomplexos liberando cloretos anteriormente fixos aumentando o risco de corrosão(10)(11) .

2. MATERIAIS E MÉTODOS

De forma a caracterizar a diferenciação de desempenho dos cimentos em relação à corrosão, foram selecionados dois cimentos de fabricação nacional classificados como: cimento Portland composto (CP II E –32)  e cimento de alto-forno (CP III – 32). Os dois cimentos são de mesma procedência apresentando diferenciação no teor de escória adicionado e no grau de moagem (superfície específica Blaine). As determinações de análise química e propriedades físicas encontram-se discriminadas nas Tabelas 1 e 2.

Os corpos-de-prova empregados seguiram  em linhas gerais as diretrizes de vários trabalhos executados(9)(12)(13) . A forma dos corpos-de-prova segue uma concepção prismática empregando-se duas barras de aço de diâmetro 12,5 mm como sensores de corrosão (Figura 1).

O proporcionamento das séries de ensaio foi obtido a partir de relações água/cimento fixas (0,4 e 0,6) e de condições de trabalhabilidade equivalente (espalhamento de 250 mm).

Após a moldagem das séries, os corpos-de-prova permaneceram em câmara úmida até a idade de 63 dias. Paralelamente ao procedimento de cura foi feita a monitorização do teor de água combinada para se avaliar a estabilização do grau de hidratação dos cimentos.

Os ensaios de envelhecimento acelerado para o caso da corrosão por efeito de cloretos foram executados conforme metodologia apresentada em BAUER (1995) (9) , possuindo os mesmos duas etapas:

• secagem em estufa a 50oC por um período de 14 dias;

• imersão parcial em solução 5% de NaCl por um período de 7 dias.

Ao final de cada etapa foram executadas as monitorizações determinando-se a intensidade de corrosão (icorr) respectiva. A determinação da intensidade de corrosão foi feita em procedimento descrito em BAUER (1995) (9) através de uma varredura de –10 a +10 mV em relação ao potencial de corrosão (Ecorr). Empregou-se para execução dos ensaios um potenciostato com compensação de queda ôhmica utilizando-se uma velocidade de varredura de 10 mV/min.

Os ensaios de envelhecimento acelerado para o caso da corrosão por efeito de carbonatação foram executados em uma câmara na qual se introduz  CO2 em concentrações próximas a 100% e mantêm-se a umidade relativa próxima de 65%. É necessário antes do ensaio se executar procedimento de estabilização da umidade dos corpos-de-prova, uma vez que se os mesmos estiverem saturados o ingresso de CO2 será dificultado. As etapas, portanto, vem a ser:

• condicionamento – secagem em estufa a 50oC por 14 dias e posterior manutenção dos corpos-de-prova em câmara de estabilização (umidade relativa de 65%) até const6ancia de massa;

• carbonatação – a 100% de CO2 com avaliações periódicas da intensidade de corrosão;

• imersão parcial em água – após a carbonatação, de modo a averiguar a evolução das grandezas de estudo.

3. RESULTADOS     

As Figuras 2 e 3 apresentam os resultados referentes aos ensaios acelerados de corrosão por efeito de cloretos. Todas as Figuras trazem de forma explícita a evolução da intensidade de corrosão ao longo do tempo. É também enfatizada a faixa limite de despassivação (0,1 a 0,2 uA/cm2), admitindo-se que ao ultrapassar a faixa limite a armadura encontra-se despassivada e em corrosão.

Na Figura 2, para relação água/cimento 0,4,  observa-se comportamentos bem distintos para os dois cimentos. O cimento CP III (cimento de alto-forno) possui desempenho superior ao CP II F, uma vez que o mesmo só vem a ultrapassar o limite de despassivação ao final do sexto ciclo de ensaio (126 dias), o que ocorre para o CP II F ao final do terceiro ciclo (63 dias). Nesta situação pode-se afirmar que a vida útil de projeto (3) é o dobro somente mudando-se o tipo de cimento (CP II F para CP III). Na verdade este desempenho pode ser explicado pelo aumento da capacidade de fixação de cloretos propiciado pela adição de escória no cimento CP III. Avaliando-se os mecanismos de ingresso de cloretos, observa-se que principalmente o coeficiente de difusão de cloretos é significativamente diminuído com o aumento do teor de escória de alto-forno ao cimento (9)(14) .

A Figura 3 apresenta os mesmos cimentos em corpos-de-prova com porosidade maior, ou seja empregando-se uma relação água/cimento de 0,6. Nesta situação o comportamento observado é inverso ao anteriormente constatado (Figura 2), ou seja o cimento CP III despassiva ao final do primeiro ciclo (21 dias), enquanto que o cimento CP II F despassiva ao final do terceiro ciclo. Este resultado parece direcionar o raciocínio para a influencia da porosidade nos mecanismos de ingresso de cloretos. Se torna evidente que com poros maiores e de maior volume a capacidade de fixação de cloretos cai drasticamente.

Uma constatação prática destes resultados diz respeito à necessidade de se especificar para determinada estruturas submetida a meio agressivo, não somente o tipo de cimento, mas também a relação água/cimento máxima admissível.

As Figuras 4 e 5 trazem os resultados referentes aos ensaios acelerados de corrosão por efeito de carbonatação. Na Figura 4, para relação água/cimento 0,4 observa-se que o cimento CP III despassiva rapidamente (4 dias) e mantém os valores de intensidade de corrosão em valores próximos a 0,2 uA/cm2. Já o cimento CP II F não despassiva durante o ensaio, observando-se contudo uma elevação da intensidade de corrosão até os 24 dias. 

A diferenciação de desempenho pode ser explicada  pelo teor de clínquer dos cimentos e pela conseqüente reserva alcalina. O cimento CP III, pelo fato de ser adicionado com escória (em torno de 40% de escória), possui menor teor de clínquer o que leva a uma geração menor de compostos alcalinos (principalmente hidróxido de cálcio). Assim, ao ser submetido à carbonatação ocorre um avanço mais rápido desta frente no cimento com menor teor de clínquer. 

Deve se observar na evolução mostrada nas Figuras 4 e 5, que ao final do ensaio os valores de intensidade de corrosão estabilizam-se (não aumentam). Isso pode ser explicado pelo fato da reação de corrosão por carbonatação ser controlada pela resistividade do concreto. Uma vez que ocorra a despassivação os valores de intensidade de corrosão dependem diretamente dos valores de resistividade (9)(13).

Na Figura 5, observa-se que também ao aumentar a porosidade (relação água/cimento 0,6) obtêm-se valores superiores de intensidade de corrosão. Neste caso as diferenciações em função do tipo de cimento não se mostram claras, observando-se que a despassivação ocorre inicialmente no CP II F (4 dias) e posteriormente no CP III (8dias). Este comportamento, em princípio antagônico, pode ser explicado pelo refinamento de poros propiciado pela adição. A séries que emprega CP III possui tamanho de poros u pouco menores , o que faz com que no processo de estabilização (anterior à carbonatação) os corpos-de-prova estabilizem-se com um percentual de umidade um pouco superior ao CP II F. Isso pode ser observado pelos valores iniciais de intensidade de corrosão, em que o CP III tem valores superiores. (0,02 frente a 0,001 do CP II F). Assim, ao se iniciar a carbonatação o CO2  tem maior facilidade de ingresso nos instantes iniciais naqueles corpos-de-prova com menor teor de umidade, permitindo um avanço da carbonatação inicialmente mais rápido. Em idades mais avançadas observa-se que  o CP III desenvolve maiores valores de intensidade de corrosão conforme esperado.

4. CONCLUSÕES

Do tema abordado e do programa experimental desenvolvido podem ser enumeradas as seguintes conclusões:

• existem diferenciações no desempenho frente à corrosão tanto no tipo e natureza do cimento como também em relação a cada mecanismo de corrosão específico;

• clínqueres com maior geração de hidróxido de cálcio fornecem potencialmente uma maior reserva alcalina;

• a estrutura física, em particular, a porosidade (gerenciada em grande parte pela relação água/cimento), desempenha papel fundamental nos mecanismos de transporte de substâncias agressivas e nos mecanismos de corrosão. Uma porosidade inadequada pode anular todos os benefícios possíveis obtidos pelo emprego de adições, além de ainda tornar o concreto mais suscetível à corrosão (Figura 3).

• o emprego de adições deve ser norteado em função do possível mecanismo de corrosão que poderá se desenvolver. Adições de escória, por exemplo, podem fornecer ao concreto excelente desempenho frente à corrosão por efeito de cloretos, mas quanto à corrosão por efeito de carbonatação podem vir a tornar o concreto suscetível a uma deterioração mais rápida.

5. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

(1) MEHTA,P.K.; MONTEIRO,P.J. Concreto:  estrutura, propriedades e materiais. 1a ed. São Paulo: PINI, 1984. p.24.

(2) UCHIKAWA, H. Effect of blending components on hydration and structure formation. In:Congresso Internacional de Química do Cimento, 8. , Rio de Janeiro, 1986. Anais. Rio de Janeiro, s.e., 1986, v.1, p.249-280.

(3) HELENE, P. Contribuição ao estudo da corrosão em armaduras de concreto armado. São Paulo, 1993, Tese (Livre Docência) – Escola Politécnica, Universidade de São Paulo.

(4) MEHTA, P.K. Pozzolanic and cementitious byproducts as mineral admixtures for concrete – a critical. In: MALHOTRA,V.M. (ed). Fly ash, silica fume, slag and other mineral by-products in concrete. Detroit, 1983. Proceedings. ACI, 1983, p. 1-45.

(5) TORI, K. KAWAMURA, M.  Pore structure and chloride permeability of concretes containing fly ash, blast-furnace slag and silica fume. In: MALHOTRA, V.M. (ed). CANMET/ACI International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete, 4. , Stanbul, 1992. Proceedings. Detroit, ACI, 1992. P.135-150.

(6) GOÑI, S.; ANDRADE, C.  Synthetic concrete pore solution chemistry and rebar corrosion rate in the presence of chlorides. Cement and Concrete Research, v.20, p.525-539, 1990.

(7) PAGE, C.L.; LAMBERT, P.; VASSIE, P.R. Investigations of reinforecement corrosion. 1. The pore electrolyte phase in chloride-contaminated concrete. Materials and Structures, v.24, p.243-252, 1991.

(8) RASHEEDUZZAFAR; AL-SAADOUN, S.S.; AL-GAHTANI,  A. S.; DAKHIL, F.H. Effect of tricalcium aluminate content of cement on corrosion of reiforcing steel in concrete. Cement and Concrete Research, v.20, p.723-738, 1990.

(9) BAUER, E. Avaliação comparativa da influência da adição de escória de alto-forno na corrosão das armaduras através de técnicas eletroquímicas. São Paulo, 1995, Tese (Doutorado) – Escola Politécnica da Universidade de São Paulo.

(10) MONTEIRO, E.C.B. Estudo da capacidade de proteção de alguns tipos de cimentos nacionais, sob ação conjunta de CO2 e íons cloreto. Brasília, 1996, Dissertação (Mestrado) – Departamento de Engenharia civil, Universidade de Brasília.

(11) SURYAVANSHI, A K. SCANTLEBURY, J.D.; LYON, S.B. Mechanism of Frield’s salt formation in cement rich in tri-calcium aluminate. Cement and Concrete Research, v.23, p.247-253, 1993.

(12) ANDRADE, C. Monitoring techniques. In: SCHIESSL,P. (ed). Corrosion of Steel in Concrete. RILEM Technical Comittee 60-CSC. London, Chapman e Hall, 1988.

(13) NEPOMUCENO, A A Comportamiento de los morteros de reparacion frente a la carbonatacion y a la penetracion de cloreuros en estructuras de hormigon armado dañadas por corrosion de armaduras. Estudio mediante la tecnica de resistencia de polarizacion. Madrid, 1992, Tese (Doutorado) – Universidad Politecnica de Madrid.

(14) SURYAVANSHI, A.K.; SWAMY, R. Stability of Friedl’s salt in carbonated concrete strucural elements. Cement and Concrete Research, v.26, p.729-741, 1996.

DIVULGAÇÃO - EVENTO: ENCAC 2013

EVENTO: XII Encontro Nacional e VIII Encontro Latino Americano de Conforto Construído

DATA: 25 a 27 de setembro de 2013 - Brasília-DF

SITE:   www.encac2013.unb.br

O XII Encontro Nacional e VIII Encontro Latino Americano de Conforto no Ambiente Construído (ENCAC e ELACAC 2013) é um encontro bianual realizado por professores, pesquisadores e discentes de graduação e pós-graduação que atuam na área de Conforto Ambiental no ambiente construído, envolvendo as áreas de Habitação, Construção e Tecnologia da Arquitetura.

Esta edição do encontro, com seu caráter instigante e inovador, intenta promover a discussão acerca da incorporação dos princípios de conforto aplicáveis à prática projetual arquitetônica e urbanística. Tal reflexão busca o incentivo à interação dos agentes, instrumentos e métodos construtivos envolvendo o conforto ambiental, eficiência energética, ergonomia e pós-ocupação no ambiente construído, contribuindo para a discussão integrada e integradora com possíveis rebatimentos em uma maior qualidade do ambiente projetado e construído. Além de enfatizar a importância da interdisciplinaridade dentro da academia, englobando, desde o princípio, as disciplinas da cadeira de conforto ambiental às disciplinas práticas, sobretudo os projetos arquitetônicos e urbanísticos.

Promoção: ANTAC (Associação Nacional de Tecnologia do Ambiente Construído).

Organização: Universidade de Brasília - Faculdade de Arquitetura e Urbanismo [UnB-FAU]

Co-Organização: Faculdade de Arquitetura e Urbanismo da Universidade Federal de Uberlândia [FAUeD]

Local: Hotel Nacional / Setor Hoteleiro Sul – Quadra 01 – Bloco A / Brasília – DF.

ARTIGO TÉCNICO AT 18 - Vida Útil e Patologias de Fachada

Apresentamos aqui o início da aplicação da metodologia de determinação da vida útil de fachadas a parti da inspeção e levantamento de ocorrência das anomalias. Com adaptação de metodologias já consagradas para outros elementos da construção, a pesquisadora Maria de Nazaré trar um estudo piloto em 4 edifícios, avaliando a vida útil e a degradação.
Boa leitura.
Materials and Materiais
matandmat.blog@gmail.com

VIDA ÚTIL DOS REVESTIMENTOS DE FACHADA E AS PATOLOGIAS EM BRASÍLIA

Elton Bauer ⁽*⁾, Eliane Kraus de Castro ⁽**⁾, Maria de Nazaré B. da Silva ⁽***⁾

⁽*⁾  Professor do Programa de Pós-graduação em Estruturas e Construção Civil – Universidade de Brasília – Laboratório de Ensaio de Materiais.

⁽**⁾ Professora do Programa de Pós-graduação em Estruturas e Construção Civil – Universidade de Brasília – Laboratório de Ensaio de Materiais.

⁽***⁾ Aluna de Doutorado do Programa de Pós-graduação em Estruturas e Construção Civil – Universidade de Brasília.

Revisão e adequação: pesquisador Manuel Alejandro Rojas Manzano (mat and mat)

Enviado por: Maria de Nazaré B. da Silva

INTRODUÇÃO/ JUSTIFICATIVA/OBJETIVOS

A vida útil e a durabilidade das fachadas estão ligadas à agressividade do meio ambiente, às propriedades dos elementos e dos seus componentes e à interação entre estes ao longo do tempo. Como requisitos de durabilidade, o edifício deve manter a capacidade funcional durante a vida útil prevista em projeto sem os sinais de desgaste, desde que realizadas as intervenções periódicas de manutenção e conservação⁽¹⁾.

Os diversos fatores ambientais de degradações das fachadas (variações térmicas, os ventos, as chuvas e as contaminações) podem ocorrer com intensidades diferenciadas em função da região de influência, ou seja, do microclima do edifício, mais especificamente, em função das orientações das fachadas, sendo necessária uma análise minuciosa desses efeitos para a obtenção de um adequado diagnóstico das degradações nos edifícios^(2)(3)(4). Para estabelecer uma relação da degradação das fachadas com os aspectos relativos ao clima, além de verificar sua influência sobre os processos de degradação, são utilizados os dados da radiação solar incidente nas fachadas de Brasília em função das orientações cardeais.

Este estudo aborda uma análise das degradações nas fachadas de quatro edifícios de Brasília. Os edifícios selecionados possuem seis andares e pilotis, e idades que variam entre 10 e 40 anos. As fachadas apresentam área média em torno de 3510 m² e área total de aproximadamente 14040 m². Os levantamentos dos danos (descolamentos, falhas de rejunte e fissuras) sobre as fachadas foram realizados em conformidade com as rotinas de inspeções desenvolvidas no Laboratório de Ensaio de Materiais da Universidade de Brasília (LEM-UnB).

Os índices de degradações são obtidos por intermédio de uma abordagem comparativa de duas rotinas⁽⁵⁾⁽⁶⁾. A primeira rotina consiste em estabelecer um processo de avaliação e quantificação detalhada dos danos nas fachadas rebocadas através da extensão dos danos e nível geral de degradação (NGD). A segunda rotina aborda a influência de diversos fatores que podem inferir na degradação das fachadas, estabelecendo uma estimativa e classificação percentual do nível de dano através do índice de performance (IP).

MATERIAIS/MÉTODOS/DESENVOLVIMENTO

A equipe de especialistas em estudos das manifestações patológicas em edifícios do LEM-UnB desenvolveu uma metodologia que consiste em diagnosticar as principais patologias nas fachadas dos edifícios em Brasília^(7)(8)(9). A metodologia LEM-UnB integra as seguintes etapas: Obtenção de informações preliminares, inspeção, ensaios e diagnóstico.

A figura 1 mostra a fachada de um dos edifícios analisados (edifício A). Os danos visíveis dos edifícios analisados com 10 anos (A e B) e 40 anos (C e D) foram mapeados (Figura 2) a partir de levantamentos fotográficos efetuados pela equipe do Laboratório de Ensaios de Materiais da Universidade de Brasília.

Figura 1 – Fachada do edifício A.

Figura 2 - Representação esquemática do mapeamento de danos das fachadas.

Este estudo aborda duas metodologias para a análise da degradação nas fachadas. A primeira rotina (R1) emprega um modelo de avaliação do nível geral de degradação (NGD) para fachadas com acabamento em argamassa de reboco ou em placas cerâmicas^(5)(10)(11). A segunda rotina (R2) estabelece um modelo para avaliação do índice de performance das fachadas⁽⁶⁾. Ambas as rotinas R1 e R2 foram analisadas tanto em função da idade do edifício como também da influência da incidência solar nas fachadas.

A rotina R1 consiste em um modelo de estimativa do nível geral de degradação (NGD) das fachadas simplesmente rebocadas ou com revestimento em placas cerâmicas^(5)(10)(11). Este modelo foi proposto a partir de uma adaptação do método fatorial⁽¹²⁾. O NGD estabelece uma relação direta entre a área da fachada afetada pelos defeitos com o respectivo nível de defeito em função da área total das fachadas analisadas.

A segunda rotina (R2) estabelece um modelo de avaliação de desempenho das vedações verticais em alvenaria de blocos ou tijolos cerâmicos baseada em inspeções visuais⁽⁶⁾. O modelo foi adaptado do método fatorial proposto originalmente para estruturas de concreto⁽¹³⁾. A rotina R2 permite qualificar e classificar as degradações através de um índice de performance do elemento (IP) para cada tipo de dano i no elemento inspecionado (B).

RESULTADOS/DISCUSSÃO

Este estudo apresenta os resultados obtidos dos levantamentos dos danos para as fachadas de 4 edifícios e análise dos modelos de danos para as rotinas R1 e R2. Os edifícios foram avaliados em relação às orientações norte, sul, leste, oeste (edifícios B e D) e em relação às orientações nordeste, sudeste, sudoeste, noroeste (edifícios A e C). A Figura 3 mostra o gráfico das ocorrências de todas as falhas (descolamento de cerâmica, falha de rejunte, fissuras, eflorescências, falhas de vedação e outros) observadas nas fachadas dos edifícios.

Figura 3 - Ocorrência de manifestações patológicas gerais nas fachadas.

Os resultados apresentados na figura 3 evidenciam a maior ocorrência da falha por descolamento de cerâmico (67%), em relação aos demais (falha de rejunte, fissuração, eflorescência, falha de vedação e outros).

A tabela 1 mostra os resultados do NGD e IP em função da orientação das fachadas, radiação solar incidente em dias típicos do ano e idade dos edifícios. A radiação solar foi obtida para os dias típicos a partir da carta solar de Brasília. Observa-se que as fachadas com orientações a leste, oeste, nordeste e noroeste de Brasília sofrem as maiores incidências solares. Os edifícios de 40 anos apresentaram maior NGD e IP e as fachadas com orientação oeste e noroeste para os edifícios de 40 anos, apresentaram maior estágio de degradação, comprovando o efeito da incidência da radiação e da idade no processo de degradação das fachadas

Tabela 1 - Resultados do NGD e IP para os edifícios de 10 anos (A e B) e 40 anos (C e D).

A rotina R1 mostrou clara diferença na degradação em função da idade (Figura 4). O edifício C (40 anos) apresentou maior incidência solar e maior valor de degradação (NGD). O edifício A (10 anos) apresentou incidência solar mais elevada na fachada nordeste, que também foi a mais crítica.

Figura 4 – Resultados da degradação geral para edifícios A e B (10 anos) e C e D (40 anos) em função da orientação solar utilizando o NGD para rotina R1.

A Figura 5 apresenta os resultados obtidos a partir do modelo de avaliação de desempenho das fachadas dos edifícios (rotina R2). O edifício C (40 anos) apresentou o maior valor do índice de performance, bem como o maior resultado da degradação para a maior incidência solar. O edifício D (40 anos) também apresentou elevado IP para a maior incidência solar.

Figura 5 – Resultados dos índices de performance para edifícios A e B (10 anos) e C e D (40 anos) em função da orientação solar utilizando o IP para a rotina R2.

As rotinas R1 e R2 identificaram com precisão os diferentes níveis de degradação em relação à idade e exposição à radiação solar, evidenciando maior intensidade de degradação para os edifícios de 40 anos e consequente comprometimento da vida útil destes edifícios. Para os edifícios com 10 anos, ambas as rotinas apresentaram resultados similares para as diferentes orientações solares. Para os edifícios com 40 anos (C e D), as rotinas convergiram em relação à orientação solar, sendo mais evidente em relação à orientação mais crítica (noroeste).

CONCLUSÕES/AGRADECIMENTOS

O estudo permite enumerar as seguintes conclusões principais:

Ø  As fachadas apresentaram elevado índice de ocorrência de descolamento de cerâmica.

Ø  As duas rotinas analisadas foram eficientes na avaliação da degradação em função da idade e da incidência da radiação solar nas fachadas dos edifícios.

Ø  As duas rotinas identificaram a mesma fachada crítica (edifício C, de 40 anos), comprovando sua eficiência na modelação da degradação e vida útil das fachadas.

Ø  Os resultados diferenciados nas duas rotinas decorrem da forma de ponderação e cálculo dos principais fatores e agentes de deterioração, entretanto, ambas mostram um comportamento similar das curvas de degradação e vida útil.

Os autores agradecem à LABORATÓRIO DE ENSAIO DE MATERIAIS - LEM/CDT/UnB – pela disponibilização do acervo técnico e pelo apoio às atividades de pesquisa desenvolvidas, à CNPq – pelo apoio na forma de auxílio à pesquisa e bolsas de pesquisa e à CAPES – pelo apoio na forma de concessão de bolsas de pesquisa.

REFERÊNCIAS

(1) Associação Brasileira de Normas Técnicas. NBR 15575: Edifícios habitacionais de até cinco pavimentos – Desempenho. Parte 1: Requisitos gerais. Rio de Janeiro, 2008.

(2) MELO JÚNIOR, C. M.; CARASEK, H. Comportamento diferenciado na deterioração de revestimentos de argamassa: influência da chuva dirigida, IX Simpósio Brasileiro de Tecnologia de Argamassas, Belo Horizonte, Minas Gerais, 2011.

(3) RIVERO, R.; Arquitetura e clima: Acondicionamento térmico natural, D. C. Luzzatto Editores, Ed. da Universidade, Universidade Federal do Rio Grande do Sul, 1985, 240p, 1ª edição.

(4) MATOS, V. C. M.; LIMA, M. G. Manual para avaliação de fachadas – Importância da avaliação dos fatores ambientais de degradação, XI Encontro Nacional de Tecnologia no Ambiente Construído, ENTAC, Santa Catarina, 2006.

(5) GASPAR, P. L.; BRITO, J. The perception of damage on rendered façades. In: XII DBMC - Proceedings of the 12th International Conference on Durability of Building Materials and Components, (Físico e CD - ROM), Porto, 2011.

(6) TAGUCHI, M. K. Avaliação e qualificação das patologias das alvenarias de vedação nas edificações. Dissertação (Mestrado) – Setor de Tecnologia, Universidade Federal do Paraná, Paraná, 2010.

(7) BAUER, E.; KRAUS, E.; ANTUNES, G. R. Patologias mais correntes nas fachadas de edifícios em Brasília, 3º. Congresso Português de Argamassas de Construção, PFAC, Lisboa, 2010.

(8) BAUER, E.; KRAUS, E.; ANTUNES, G. R.; LEAL, F. E. Identification and quantification of failure modes of new buildings façades in Brasília. In: XII DBMC - Proceedings of the 12th International Conference on Durability of Building Materials and Components, (Físico e CD - ROM), Porto, 2011.

(9) BAUER, E.; CASTRO, E. K.; ANTUNES, G. R.. Antunes, Processo de identificação das manifestações patológicas em fachadas com revestimento cerâmico, IX Simpósio Brasileiro de Tecnologia de Argamassas, Belo Horizonte, Minas Gerais, 2011.

(10) SOUSA, R. D. B. Previsão da vida útil dos revestimentos cerâmicos aderentes em fachadas, Dissertação (Mestrado) – Instituto Superior Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, 2008.

(11) GASPAR, P. L.; BRITO, J. Limit states and service life of cement renders on facades, Journal of Materials in Civil Engineering, vol. 23(10), pp. 1396-1404, 2011.

(12) GASPAR, P.; BRITO, J. Quantifying environmental effects on cement-rendered facades: a comparison between different degradation indicators. Building and Environment, v. 43, n. 11, p. 1818-28, 2008.

(13) FIB. Strategies for testing and assessment of concrete structure, CEB Bulletin, n. 243, 1998.