UNIVERSIDADE FEDERAL DE GOIÁS ESCOLA DE ENGENHARIA CIVIL - EEC CURSO DE MESTRADO EM ENGENHARIA CIVIL - CMEC LEONARDO GOMES DE SÁ E CARVALHO RESISTÊNCIA À CORROSÃO DOS AÇOS CA24 E CA50 FRENTE À AÇÃO DOS CLORETOS Área de concentração: Estruturas e Materiais de Construção Orientador: Enio José Pazini Figueiredo, Ph.D Goiânia 2014 LEONARDO GOMES DE SÁ E CARVALHO RESISTÊNCIA À CORROSÃO DOS AÇOS CA24 E CA50 FRENTE À AÇÃO DOS CLORETOS Dissertação apresentada no Curso de Mestrado em Engenharia Civil da Escola de Engenharia Civil da Universidade Federal de Goiás para obtenção do Título de Mestre em Engenharia Civil. Área de concentração: Estruturas e Materiais de Construção Orientador: Enio José Pazini Figueiredo, Ph.D Goiânia 2014 Dedico esta obra aos meus pais e à minha família que foi sempre fonte de inspiração para a minha vida, e a quem eu espero poder retribuir tudo o que me proporcionaram. AGRADECIMENTOS Primeiramente agradeço aos meus pais Yvo, Maria e Carluce (in memorian) que me serviram de exemplo e inspiração para lutar por essa conquista, a quem dedico. À minha tia Marluce (in memorian) e ao meu avô Carlos (in memorian), os quais me acompanharam no início dessa jornada, mas que por vontade de Deus, tiveram que ir embora mais cedo. Sei, contudo, que estão me olhando e orgulhosos deste momento. Aos meus irmãos Júnior, Yuri e Yliuska que me deram amor, carinho e apoio nos momentos mais difíceis desta empreitada, sempre me incentivando e nunca me deixando desanimar. À minha esposa, amiga, companheira e confidente Fernanda, pelo amor e principalmente, pela paciência e compreensão nesta importante fase da minha vida. À minha filha Marcela, que iluminou a minha vida e os meus dias, me dando forças para superar os momentos de angústia. Ao professor, orientador e grande amigo Enio José Pazini Figueiredo agradeço pela orientação, apoio, dedicação e paciência ao longo desses meses de trabalho e convivência. Agradeço também a ele por acreditar e apostar em meu potencial, mesmo nas horas em que nem eu mesmo acreditava. Obrigado ainda, pelos valiosos ensinamentos, sejam eles durante as suas aulas ou em uma simples conversa informal. A todos os professores do Curso de Mestrado em Engenharia Civil da Universidade Federal de Goiás (CMEC-UFG), pelos valorosos conhecimentos transmitidos. Aos colegas do Laboratório de Materiais de Construção da Universidade Federal de Goiás, Deusair, Agnaldo e Manuel pela ajuda e apoio na realização de meus ensaios. Aos meus amigos de mestrado Áureo, Dilene, Mayara, Heitor e Érika pelas dúvidas e descobertas compartilhadas nesses meses de mestrado. Aos amigos Humberto e Wendy que me auxiliaram nas atividades de pesquisa e laboratorial. Ao caro Mário Rosa que sempre cuidou com muito zelo da parte burocrática/administrativa referentes ao curso em questão. À TORK – Controle Tecnológico de Materiais Ltda. pela realização de parte dos ensaios desta dissertação. À IFG – Instituto Federal de Goiás pelo empréstimo de seu laboratório e equipamentos para a realização dos ensaios. E, por fim, a todos que de forma direta ou indireta fizeram parte deste trabalho e que, por ventura, eu tenha me esquecido de mencionar, o meu mais sincero agradecimento. RESUMO A corrosão de armaduras em estruturas de concreto constitui-se em um dos problemas mais sérios e onerosos a serem resolvidos na construção civil. Atualmente, vários profissionais estão mobilizados no sentido de prevenir, controlar e reparar estruturas sujeitas ou com corrosão de armaduras. O presente trabalho apresenta e discute os principais resultados de uma pesquisa experimental cujo objetivo foi verificar a resistência à corrosão de dois diferentes tipos de aço, o CA24 e o CA50. O aço CA24 foi amplamente empregado nas construções das décadas de 40 a 60, e o aço CA50 é o mais empregado atualmente como armadura de estruturas de concreto. Além do tipo de aço, o estudo avaliou a influência do diâmetro da barra (5mm e 25mm) nos processos de passivação, despassivação e propagação da corrosão. Para a realização do estudo, foram introduzidas barras de aço de 5mm e 25mm, de CA24 e CA50, em corpos-de-prova prismáticos moldados com um concreto de referência. Os corpos-de-prova foram submetidos a ciclos regulares de imersão, em solução de 2% de NaCl com 2%, e secagem. Foram moldados, também, corpos-deprova com 3% de cloretos de sódio na água de amassamento, em relação à massa de cimento. Estes permaneceram, inicialmente, em local com umidade controlada de 55 ± 15% e, posteriormente, passaram por ciclos de imersão em água potável e secagem. Durante 210 dias de monitoramento, a corrosão foi avaliada por meio das medidas eletroquímicas de potencial de corrosão (Ecorr) e resistência de polarização (icorr). O concreto foi monitorado por meio de medidas de resistividade superficial (ρ). Antes do inicio dos ensaios de corrosão, foram realizados os ensaios de metalografia, composição química e ensaios mecânicos, para a caracterização das barras de aço. As perdas de massa eletroquímicas foram comparadas com as perdas de massa gravimétricas, mostrando que o aço CA50, em comparação ao CA24, é mais suscetível à corrosão. O estudo mostrou também que aços com menor diâmetro possuem menor resistência à corrosão. Palavras-chaves: corrosão, técnicas eletroquímicas, íons cloreto. ABSTRACT Corrosion of reinforcement in concrete structures constitutes one of the most serious and costly problems to be solved in construction. Currently, a number of professionals are somehow mobilized in order to prevent, control and repair concrete structures subjected or with steel corrosion. This paper presents and discusses the main results of an experimental study aimed to verify the corrosion resistance of two different types of steel, CA24 and CA50. The CA24 steel was widely used in construction of the 1930s to 1960s, and CA50 steel is the most currently employed as reinforcement of concrete structures. Besides the type of steel, the study evaluated the influence of bar diameter (5mm and 25mm ) in the process of passivation, depassivation and propagation of corrosion. For the study, steel bars 5mm and 25mm, of the CA24 and CA50 were introduced in body-of-proof molded prismatic with a reference concrete. The bodies of the specimen underwent regular cycles of immersion in NaCl solution with 2 % concentration and drying. Were also shaped bodies-specimens with 3% sodium chloride in the mixing water by mass of cement. These remained initially in place with controlled humidity 55 ± 15 % and subsequently passed through cycles of immersion in clean water and drying. Monitoring for 210 days, the corrosion was evaluated by the electrochemical corrosion potential measurements (Ecorr) and polarization resistance ( icorr). The concrete was monitored by measurements of surface resistivity (ρ). Before corrosion valuation, metallographic tests, chemical composition and mechanical tests for steel characterization were performed. The electrochemical mass loss were compared with the gravimetric weight loss, showing that steel CA50 to CA24 in comparison, is more susceptible to corrosion. The study also showed that steels with smaller diameter have lower corrosion resistance. Keywords: corrosion, electrochemical techniques, chloride ions. SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ______________________________________________________ 22 1.1 1.2 1.3 IMPORTÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TEMA _________________________ 22 OBJETIVO ________________________________________________________ 24 ESTRUTURA DO TRABALHO _______________________________________ 24 2 CONCRETO ARMADO ______________________________________________ 26 2.1 RESISTÊNCIA MECÂNICA DO CONCRETO ___________________________ 26 2.1.1 Resistência da pasta _____________________________________________ 28 2.1.2 Resistência do Agregado Graúdo __________________________________ 35 2.1.3 Resistência da ligação entre a pasta e o agregado _____________________ 36 2.2 2.3 2.4 3 DURABILIDADE DO CONCRETO ___________________________________ 37 VIDA ÚTIL DAS ESTRUTURAS DE CONCRETO _______________________ 39 PASSIVAÇÃO DA ARMADURA _____________________________________ 42 CORROSÃO DA ARMADURA NO CONCRETO _________________________ 46 3.1 3.2 3.3 TIPOS DE CORROSÃO _____________________________________________ 48 FATORES QUE INFLUENCIAM A INICIAÇÃO DA CORROSÃO __________ 49 MECANISMOS DE TRANSPORTE ___________________________________ 51 3.3.1 Difusão iônica __________________________________________________ 51 3.3.2 Absorção capilar ________________________________________________ 53 3.3.3 Permeabilidade _________________________________________________ 54 3.3.4 Migração iônica ou Eletro-migração _______________________________ 55 3.4 DESPASSIVAÇÃO DAS ARMADURAS POR ÍONS CLORETO ____________ 57 Teor crítico de cloretos ___________________________________________ 59 3.4.1 3.5 FATORES QUE INFLUENCIAM A PROPAGAÇÃO DA CORROSÃO _______ 60 Concentração de íons cloreto ______________________________________ 62 Umidade_______________________________________________________ 62 Temperatura ___________________________________________________ 63 3.5.1 3.5.2 3.5.3 4 TÉCNICAS EMPREGADAS PARA AVALIAÇÃO DA PROPAGAÇÃO DA CORROSÃO ________________________________________________________ 64 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 POTENCIAL DE CORROSÃO________________________________________ 64 CURVAS DE POLARIZAÇÃO _______________________________________ 64 RESISTÊNCIA DE POLARIZAÇÃO ___________________________________ 65 IMPEDÂNCIA ELETROQUÍMICA ____________________________________ 66 RUÍDO ELETRÔNICO ______________________________________________ 67 RESISTIVIDADE __________________________________________________ 68 5 AÇO CARBONO ____________________________________________________ 73 5.1 5.2 5.3 PROCESSO DE PRODUÇÃO DO AÇO CARBONO ______________________ 73 MICROESTRUTURA DO AÇO CARBONO_____________________________ 73 DIAGRAMA DE FASES FE - C _______________________________________ 74 Constituintes estruturais dos aços __________________________________ 76 5.3.1 5.3.1.1 Ferrita _______________________________________________________ 76 5.3.1.2 Austenita _____________________________________________________ 77 5.3.1.3 Cementita ____________________________________________________ 77 5.3.1.4 Perlita _______________________________________________________ 78 5.3.1.5 Martensita ____________________________________________________ 79 6 METODOLOGIA EXPERIMENTAL ___________________________________ 80 6.1 MATERIAIS ______________________________________________________ 80 Materiais utilizados na confecção do concreto de referência ____________ 80 Armadura _____________________________________________________ 81 6.1.1 6.1.2 6.2 DEFINIÇÃO DOS CORPOS-DE-PROVA _______________________________ 85 Traço _________________________________________________________ 85 Moldagem, cura e armazenamento dos corpos-de-prova _______________ 85 Quantidade e distribuição dos corpos-de-prova ______________________ 86 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.3 VARIÁVEIS ANALISADAS E EQUIPAMENTOS EMPREGADOS _________ 87 Variáveis avaliadas ______________________________________________ 87 Variáveis independentes _______________________________________ 87 Variáveis dependentes ________________________________________ 88 6.3.1 6.3.1.1 6.3.1.2 6.3.2 6.3.3 Equipamentos empregados _______________________________________ 88 Procedimento de medida da icorr e Ecorr ____________________________ 91 6.3.4 6.4 Procedimento de medida da resistividade superficial do concreto _______ 92 AVALIAÇÕES REALIZADAS _______________________________________ 93 Avaliação da resistência dos aços à corrosão devido à presença de cloretos na 6.4.1 água de amassamento. _________________________________________________ 93 6.4.2 Avaliação da resistência dos aços a corrosão devido a ciclos de imersão em solução com NaCl. ____________________________________________________ 95 7 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS _____________________ 97 7.1 CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS _______________________________ 97 Caracterização do cimento _______________________________________ 97 Caracterização do agregado graúdo ________________________________ 98 Caracterização do agregado miúdo ________________________________ 99 Resistência do concreto à compressão ______________________________ 99 Caracterização das armaduras ___________________________________ 101 7.1.1 7.1.2 7.1.3 7.1.4 7.1.5 7.1.5.1 Metalografia _________________________________________________ 101 7.1.5.2 Composição química __________________________________________ 104 7.1.5.3 Dureza______________________________________________________ 105 7.1.5.4 Propriedades mecânicas ________________________________________ 107 7.2 RESISTÊNCIAS DOS AÇOS À CORROSÃO DEVIDO AOS CLORETOS ___ 108 Influência do tipo do aço na resistência a corrosão ___________________ 109 Influência do diâmetro do aço na resistência à corrosão ______________ 121 7.2.1 7.2.2 7.3 RELAÇÕES ENTRE AS MEDIDAS ELETROQUÍMICAS ________________ 131 Correlação entre a icorr e a resistividade ____________________________ 132 Correlação entre a icorr e o Ecorr _________________________________ 135 Correlação entre o Ecorr e a resistividade __________________________ 138 7.3.1 7.3.2 7.3.3 7.4 PERDA DE MASSA GRAVIMÉTRICA VERSUS ELETROQUÍMICA ______ 141 Influência do diâmetro do aço na perda de massa eletroquímica _______ 142 Influência da classe do aço na perda de massa eletroquímica __________ 143 Influência do diâmetro do aço na perda de massa gravimétrica ________ 144 Influência da classe do aço na perda de massa gravimétrica ___________ 145 7.4.1 7.4.2 7.4.3 7.4.4 8 CONSIDERAÇÕES FINAIS __________________________________________ 147 8.1 8.2 CONCLUSÕES ___________________________________________________ 147 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS _________________________ 148 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS __________________________________ 149 LISTA DE FIGURAS Figura 1.1 – Lei da evolução de custos (SITTER, 1984).___________________ 23 Figura 2.1 - Relação porosidade e resistência de cimentos submetidos à cura em condições normais e cura em auto-clave e agregados (Verbeck & Helmuth,1968). ____________________________________________ 27 Figura 2.2 - Influência da relação água cimento e idade de cura sobre a resistência do concreto (Mehta & Monteiro, 2008). _________________ 28 Figura 2.3 - Influência da finura do cimento na resistência mecânica (MEHTA & MONTEIRO, 2008). _________________________________________ 29 Figura 2.4 - Influência da composição do cimento na resistência mecânica e suas composições químicas (MEHTA & MONTEIRO, 2008). _____________ 30 Figura 2.5 - Influência dos ciclos de cura na resistência à compressão dos concretos (BATTAGIN, 2002). _________________________________ 31 Figura 2.6 - Influência da relação água cimento e ar incorporado na resistência do concreto. (MEHTA & MONTEIRO, 2008). ________________________ 33 Figura 2.7 - Influência da adição de escória de alto forno na resistência do concreto (MEHTA & MONTEIRO, 2008). _________________________ 34 Figura 2.8 - Influência da adição de microsílica e da relação água/cimento na resistência do concreto (VIEIRA, F.M.P.). ________________________ 34 Figura 2.9 - Influência da dimensão do agregado e relação água cimento na resistência do concreto (MEHTA & MONTEIRO, 2008). _____________ 36 Figura 2.10 - Modelo de vida útil proposto por Tuutti (1982). __________________ 40 Figura 2.11 - Conceituação de vida útil das estruturas de concreto tomando-se por referência o fenômeno da corrosão das armaduras (HELENE, 1993). __ 41 Figura 2. 12 - Diagrama de equilíbrio termodinâmico, potencial versus pH, para o sistema Fe – H2O a 25oC (Pourbaix,1974). _______________________ 44 Figura 3.1 - Célula ou pilha galvânica formada a partir de dois metais de eletronegatividade distintas ___________________________________ 47 Figura 3.2 - Representação de uma pilha de corrosão em um mesmo metal (FIGUEIREDO, 2011). _______________________________________ 48 Figura 3.3 – Tipos de corrosão (FELIU, 1984) _____________________________ 49 Figura 3.4 – Carga passante x relação água cimento para uma mesma consistência (MEDEIROS; HELENE, 2003). ______________________ 56 Figura 3.5 – Migração de íons cloreto x relação água/cimento (REGATTIERI, 1998). ___________________________________________________ 57 Figura 3.6 - Formação do pite de corrosão pela ação dos cloretos (TREADAWAY, 1988). ______________________________________ 58 Figura 3.7 - Esquema de variação do teor crítico de cloretos em função da qualidade do concreto e umidade do ambiente (CEB-FIB, 1992). _____ 59 Figura 3.8 - Diagramas de Evans mostrando a influência dos processos de controle catódico, anódico, misto e por resistência sobre a intensidade de corrosão (FIGUEIREDO, 1994). _____________________________ 61 Figura 3.9 - Teor de umidade dos poros do concreto em função da umidade do ambiente (ANDRADE, 1988). _________________________________ 62 Figura 3.10 - Efeito da variação da temperatura na penetração de cloretos em concretos convencionais (a) e em concretos resistentes a sulfatos (b) (AL-KHAJA, 1997). _________________________________________ 63 Figura 4.1 - Critérios de avaliação da corrosão através de medidas de potencial de corrosão (ASTM C-876, 2009).______________________________ 64 Figura 4.2 - Nível de corrosão em função da corrente icorr (DURAR, 1997). _____ 66 Figura 4.3 – Esquema para determinação da resistividade: método dos dois eletrodos (MILLARD, 1991). __________________________________ 69 Figura 4.4 - Esquema para a determinação da resistividade: método de Wenner (adaptação da Figura de GOWERS & MILLARD, 1999; DARBY et al, 1999). ___________________________________________________ 70 Figura 4.5 – Esquema para a determinação da resistividade elétrica volumétrica do concreto segundo NBR 9204 (2012). _________________________ 71 Figura 4.6 - Correlação entre a densidade de corrosão e a resistividade do concreto (ANDRADE, 1992). __________________________________ 72 Figura 5.1 - Ilustração da estrutura Cúbica de Corpo Centrado - CCC (a) e da estrutura Cúbica de Face Centrada – CFC (b) (Adaptado de TOTTEN, 2006). ___________________________________________________ 74 Figura 5.2 - Diagrama de Fases para o Sistema Fe-C com teor de 6,67% de Carbono (Adaptado do ASM HANDBOOK, 1985). _________________ 75 Figura 5.3 – Aço de teor de carbono extra baixo. Grãos de ferrita e pequenas inclusões não metálicas (COLPAERT, 2008). _____________________ 76 Figura 5.4 – Formação de grão austenítico a partir de uma estrutura ferrítica. (COLPAERT, 2008). ________________________________________ 77 Figura 5.5 - Microestrutura composta de ferrita poligonal e pequenos grãos de cementita globular (COLPAERT, 2008). _________________________ 77 Figura 5.6 - Estrutura perlítica de um aço com 0,75% de carbono. Reagente: Picral. Aumento 500x (KRAUSS, 2005). _________________________ 78 Figura 5 7 – Martensita (COLPAERT, 2008). ______________________________ 79 Figura 6.1 - Procedimento para preparação das barras de aço. _______________ 82 Figura 6.2 - Processo de limpeza das barras de aço: (a) – Imersão em solução de ácido clorídrico, água destilada e inibidor de corrosão; (b) – Limpeza com escova com cerdas de plástico; (c) – Imersão em acetona; (d) - Secagem. _____________________________________ 83 Figura 6.3 – Aferição do peso da barra __________________________________ 83 Figura 6.4 - Armazenamento das barras antes da colocação das barras nas formas. __________________________________________________ 84 Figura 6.5 - Detalhe das barras de aço com as áreas de estudo delimitadas com fitas isolantes ______________________________________________ 84 Figura 6.6 - Esquema das dimensões do corpo-de-prova prismático para o aço com 5 mm de diâmetro. ______________________________________ 86 Figura 6.7 - Esquema das dimensões do corpo-de-prova prismático para o aço com 25 mm de diâmetro _____________________________________ 86 Figura 6.8 - Esquema contendo a quantidade de corpos de prova para cada tipo de ensaio do experimento. ___________________________________ 87 Figura 6.9 - Aparelho GECOR6 utilizado na obtenção das medidas eletroquímicas. ____________________________________________ 89 Figura 6.10 - Desenho esquemático dos eletrodos de referência localizados no sensor A. _________________________________________________ 90 Figura 6.11 – Utilização do GECOR6 no monitoramento da icorr e Ecorr. _________ 92 Figura 6.12 - Utilização do GECOR 6 no monitoramento da resistividade elétrica do concreto. _______________________________________________ 93 Figura 6.13 - Esquema da avaliação de resistência dos aços á corrosão devido à presença de cloretos na água de amassamento. __________________ 95 Figura 6.14 - Esquema da avaliação de resistência dos aços à corrosão devido a ciclos de imersão em solução com NaCl. ________________________ 96 Figura 6.15 – Rompimento dos corpos-de-prova.__________________________ 96 Figura 7.1 – Metalografia do aço CA24 com bitola de 5mm. _________________ 102 Figura 7.2 – Metalografia do aço CA24 com bitola de 25mm. ________________ 102 Figura 7.3 – Metalografia do aço CA50 com bitola de 5mm. _________________ 102 Figura 7.4 – Metalografia do aço CA50 com bitola de 25mm. ________________ 103 Figura 7.5 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 de 5mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________________________________ 109 Figura 7.6 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 de 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________________________________ 110 Figura 7.7 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _____________________________________________ 111 Figura 7.8 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _____________________________________________ 111 Figura 7.9 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________________________________ 113 Figura 7.10 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________________________________ 114 Figura 7.11 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. __ 116 Figura 7.12 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _ 117 Figura 7.13 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com os aços CA24 e CA50, com diâmetro de 5mm, e submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________________________________________________ 118 Figura 7.14 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com os aços CA24 e CA50 de diâmetro de 25mm, e submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. _______ 119 Figura 7.15 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _______________________________ 119 Figura 7.16 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com os aços CA24 e CA50, com diâmetro de 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _______________________ 120 Figura 7.17 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________________ 121 Figura 7.18 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm, submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________________ 122 Figura 7.19 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _____________________________________________ 123 Figura 7.20 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _____________________________________________ 124 Figura 7.21 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. __________________________ 125 Figura 7.22 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. __________________________ 125 Figura 7.23 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. ___________________________________________________ 126 Figura 7.24 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. ___________________________________________________ 127 Figura 7.25 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA24 de diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________ 128 Figura 7.26 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA50 de diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. ________ 128 Figura 7.27 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA24 de diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _______________________________ 129 Figura 7.28 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA50 de diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. _______________________________ 130 Figura 7.29 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armaduras que sofreram ciclos de imersão em solução de NaCl com 2% de concentração: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. __________________________________________________ 134 Figura 7.30 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armaduras em concreto contaminado: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. _________________________ 135 Figura 7.31 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a diferença de potencial (Ecorr) para as armaduras que sofreram ciclos de imersão em solução de NaCl com 2% de concentração: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. _ 137 Figura 7.32 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a diferença de potencial (Ecorr) para as armaduras em concreto contaminado: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. ________________________________________ 138 Figura 7.33 – Correlação entre a diferença de potencial (Ecorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armaduras que sofreram ciclos de imersão em solução de NaCl com 2% de concentração: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. __________________________________________________ 139 Figura 7.34 – Correlação entre a diferença de potencial (Ecorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armadu ras em concreto contaminado: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. _________________________ 140 Figura 7.35 – Comparação entre as perdas de massa gravimétricas e eletroquímicas das armaduras que continham cloreto na água de amassamento (A), e que sofreram ciclos de imersão em solução com NaCl (I). ________________________________________________ 141 LISTA DE TABELAS Tabela 2.1 - Classes de agressividade ambiental __________________________ 38 Tabela 2.2 - Correspondência entre classe de agressividade ambiental e cobrimento nominal para ∆c = 10 mm (NBR 6118, 2007).____________ 38 Tabela 2.3 - Abertura máxima de fissuras em estruturas de concreto armado e protendido em função da classe de agressividade ambiental (NBR 6118, 2007) _______________________________________________ 38 Tabela 2.4 - Correspondência entre classe de agressividade e qualidade do concreto (NBR 6118, 2007). __________________________________ 39 Tabela 2.5 – Categorias de vida útil de projeto para edificações (BSI, 1992). _____ 41 Tabela 3.1 - Coeficiente de difusão de cloretos, a 25oC em pastas de cimento com relação água/cimento igual a 0,5. (PAGE et al.,1981) _______________ 53 Tabela 3.2 - Valores da condutividade iônica de diversos íons a diluição infinita e a 25oC (BANFILL, 1994). _____________________________________ 55 Tabela 3.3 – Teor critico de cloretos ____________________________________ 60 Tabela 4.1 – Critérios de avaliação do concreto armado quanto à probabilidade de corrosão devido à resistividade do concreto – CEB 192. ____________ 71 Tabela 7.1 - Propriedades físicas do cimento. _____________________________ 98 Tabela 7.2 – Propriedades físicas do agregado graúdo. _____________________ 98 Tabela 7.3 – Propriedades físicas do agregado miúdo ______________________ 99 Tabela 7.4 - Resultados dos ensaios de resistência à compressão em corpos-deprova cilíndricos. __________________________________________ 100 Tabela 7.5 – Composição química das barras de aço CA24 e CA50. __________ 104 Tabela 7.6 - Resultado do ensaio de dureza Vickers. ______________________ 106 Tabela 7.7 – Propriedades mecânicas dos aços CA24 e CA50 _______________ 107 22 1 INTRODUÇÃO 1.1 IMPORTÂNCIA E JUSTIFICATIVA DO TEMA O concreto armado é uma associação de materiais, concreto mais aço, que fornece um material construtivo relativamente barato se comparado aos demais, com boa resistência à água, grande estabilidade dimensional, possuindo inúmeras possibilidades de tamanhos e formas e, principalmente, com alta capacidade de suportar esforços, tanto de tração quanto de compressão. Andrade (1992) cita que devido a compatibilidade química entre esta associação de materiais, o concreto oferece um ambiente propicio à durabilidade do aço nele imerso, e destaca ainda que a alta alcalinidade do concreto, que mantem o aço em seu estado passivo, é gerada devida ao hidróxido de cálcio produzido nas reações de hidratação e aos hidróxidos de potássio e sódio originários dos álcalis. Por esses motivos, o concreto armado chegou a ser considerado como o material definitivo na construção civil, aliando durabilidade e resistência. Porém, com o passar dos anos, a durabilidade do concreto armado, que antes era considerada ilimitada, começou a ser questionada em razão do surgimento de inúmeras manifestações patológicas que começaram a deteriorar as estruturas de concreto, sendo a principal delas a corrosão das armaduras (ROSENBERG et al, 1989). No contexto da Patologia das Construções, a corrosão de armaduras em estruturas de concreto constitui-se em um dos problemas mais sérios, complexos, incidentes e onerosas de ser sanado. Atualmente, vários segmentos da engenharia civil estão de certa forma, mobilizados no sentido de prevenir, controlar e reparar este fenômeno tão danoso, e que tanto prejuízo econômico traz para a sociedade, de uma forma geral. Segundo Sitter (1984), os custos das medidas de intervenção em estruturas crescem em projeção geométrica de razão 05 (cinco), quando adiados em relação ao custo de uma medida preventiva na etapa de projeto. A Figura 1.1 permite uma melhor visualização desta evolução dos custos. 23 Figura 1.1 – Lei da evolução de custos (SITTER, 1984). A corrosão das armaduras é um processo eletroquímico que ocorre naturalmente, conduzindo a formação de óxidos e hidróxidos de ferro com volume muito superior ao volume do metal de origem. Este aumento de volume cria tensões internas no concreto que levam ao surgimento de manchas superficiais, fissuras, destacamento do cobrimento, perda de aderência entre o concreto e a armadura, e perda de seção da armadura, podendo levar à instabilidade e ao colapso de uma edificação. O inicio e a propagação da corrosão tem como principais causas a perda de alcalinidade do concreto (deterioração por carbonatação), e o ataque por cloretos (GONZALEZ et al, 1998) que, na presença de umidade e oxigênio, podem levar à corrosão da armadura e aos produtos da corrosão. Devido ao processo de corrosão, várias edificações de valores, não apenas econômicos, mas também, socioculturais, precisam sofrer um processo de restauração. Nesse processo, houve a necessidade da utilização de materiais diferentes dos originais, por dois motivos, ou porque os materiais originais não são mais fabricados atualmente, ou devido à existência de novos materiais com tecnologia mais avançada. Um desses materiais é o aço, que compõe o concreto armado. Antigamente, era utilizado o CA24, mais conhecido como ferro doce, que foi 24 amplamente utilizado nas décadas de 50 e 60. Todavia, ele não é mais fabricado no Brasil. Atualmente, o CA50 é o aço mais largamente utilizado na construção civil no Brasil, inclusive em obras de restauração de edificações. Existem inúmeros trabalhos realizados, nacionalmente e internacionalmente que estudam a corrosão das armaduras das estruturas de concreto levando em consideração apenas características próprias do concreto, tais como a presença de contaminantes, espessura de cobrimento e porosidade do concreto. Porém, ainda são poucos os trabalhos que contemplam a participação da variável “tipo e diâmetro do aço” no mecanismo de corrosão. As características e condições do meio (concreto) que envolvem a armadura são muito importantes para a sua proteção ou para o desenvolvimento da corrosão. A partir do momento que ocorre a despassivação da armadura, a variável aço passa a ter uma influência no desenvolvimento dos processos corrosivos, uma vez que os diferentes tratamentos térmicos e mecânicos, por que passam as armaduras, bem como a composição química variada, alteram a microestrutura do material, tornando-o mais ou menos susceptível à corrosão. Por esta razão não são incomuns os casos práticos em que se observam aços menos processados industrialmente, em obras antigas, praticamente sem apresentar corrosão, enquanto aços com elevada energia de produção, de altas dureza e resistência mecânica, mostram sinais visíveis e acentuados de corrosão, mesmo em estruturas de concreto relativamente novas e muitas vezes contendo até concretos mais nobres. 1.2 OBJETIVO Este trabalho teve como objetivo específico determinar o desempenho e o comportamento de dois tipos de aço, o CA24 e o CA50 na fase de passivação e de propagação da corrosão, frente ao ataque de íons cloreto, em estruturas de concreto armado, com o intuito de revelar qual é o aço mais suscetível à corrosão. Além do tipo de aço, o estudo avaliou a influência do diâmetro da barra nestes processos e, para isso, foram adotados dois diâmetros de barras distintos, de 5mm e 25mm. 1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO O presente trabalho está dividido em nove capítulos, onde os cinco primeiros apresentam uma introdução e uma revisão bibliográfica para melhor 25 entendimento desta pesquisa, enquanto os três últimos apresentam o programa experimental, seus resultados e análises e as considerações finais. No segundo capítulo é abordado o tema das estruturas de concreto, onde é dissertado assuntos tais como a resistência mecânica do concreto, a durabilidade do concreto a vida útil das estruturas de concreto e por fim a passivação da armadura. O terceiro capítulo aborda o tema da corrosão das armaduras, caracterizando os tipos de corrosão existentes, os fatores que influenciam a iniciação e a propagação da corrosão, os mecanismos de transporte e a despassivação das armaduras por íons cloreto. No quarto capítulo são expostas as diferentes técnicas empregadas para avaliação da propagação da corrosão, como o potencial de corrosão, a curva de polarização, a resistência de polarização, a impedância eletroquímica, a medida de intensidade galvânica e o ruído eletrônico. No quinto capítulo é detalhado o processo de fabricação do aço, sua microestrutura e o seu diagrama de fases, além de mostrar os constituintes estruturais e de equilíbrio do aço. No sexto capítulo são detalhados os procedimentos adotados na metodologia experimental para obtenção dos objetivos da dissertação. No capítulo sete são apresentados os resultados obtidos nesta dissertação, onde também são discutidos e analisados. No oitavo capítulo são apresentadas as conclusões relacionadas ao objetivo desta dissertação, assim como sugestões para futuras pesquisas. As referências bibliográficas citadas na presente dissertação são listadas no final do trabalho. 26 2 2.1 CONCRETO ARMADO RESISTÊNCIA MECÂNICA DO CONCRETO Segundo Mehta & Monteiro (2008) a resistência de um material é definida como a capacidade para resistir à tensão sem se romper, e é por esse motivo que resistência do concreto é uma das propriedades mais valorizadas pelos projetistas, uma vez que a resistência mecânica do concreto é verificada através de sua capacidade de suportar determinada tensão de compressão, sendo essa a sua principal característica. Mehta & Monteiro (2008) ainda dizem que esta resistência depende de três fatores básicos, que são a resistência da pasta, a resistência do agregado, e a resistência da ligação entre a pasta e o agregado, e complementa dizendo que no concreto onde há agregado de alta resistência e pasta com baixa porosidade, a resistência do material será governada pela resistência da zona de transição e da matriz. De acordo com os estudos de Abrams (1918), a porosidade da zona de transição e da matriz determina a resistência dos concretos, e a relação água/cimento tem influência fundamental nesta resistência. A maioria das propriedades mecânicas do concreto, de acordo com Aitcin (2000), está relacionada à resistência da pasta de cimento hidratada (CSH), e que a elevada relação água/cimento gera, microestruturalmente, uma zona de transição com um maior grau de porosidade em torno do agregado. Outro fator importante responsável de resistência do concreto, segundo Neville (1997) é a aderência entre o agregado e a pasta de cimento. Um agregado com uma superfície mais áspera promove um intertravamento mecânico maior entre o agregado e a pasta de cimento hidratada, resultando assim em uma melhor aderência. Neville ainda complementa que a relação água/cimento e o grau de adensamento são responsáveis de modo geral pela resistência do concreto. Segundo Cabral (2007), se no rompimento de um corpo de prova houver alguns agregados rompidos é sinal que há uma boa aderência entre a pasta e o 27 agregado, contudo, se a quantidade de agregados rompidos for muito elevada, pode significar baixa resistência do agregado. A característica de resistência mecânica dos sólidos a diversos tipos de esforços depende principalmente da porosidade do mesmo. Segundo Neville (1982), existe uma relação inversamente proporcional entre porosidade e resistência dos sólidos. A mesma relação resistência versus porosidade, como observado na Figura 2.1. Figura 2.1 - Relação porosidade e resistência de cimentos submetidos à cura em condições normais e cura em auto-clave e agregados (Verbeck & Helmuth,1968). De acordo com Powers (1968), a resistência à compressão do concreto após 28 dias está relacionada à razão entre o produto dos sólidos de hidratação no sistema e o espaço total (Equação 2). Ou seja, a porosidade da matriz na pasta de cimento e da zona de transição na interface entre matriz e agregado graúdo, normalmente determinam a resistência característica do concreto. = 1 . ( 0,68 0,32+ ) 2 (Equação 2) Onde: = resistência à compressão = grau de hidratação do cimento k1 = constante que depende dos materiais k2 = constante que depende dos materiais a/c = relação água/cimento em massa 28 2.1.1 Resistência da pasta Como dito anteriormente, a resistência do concreto depende de três fatores básicos, que são a resistência do agregado, a resistência da pasta, e a resistência da ligação entre a pasta e o agregado. Ou seja, para se atingir a resistência desejada, é necessário observar, não somente a dosagem dos elementos que compõem o concreto, mas também as suas características particulares. Pode-se destacar, entre os fatores que influenciam na resistência mecânica da pasta, a relação água/cimento, o tipo do cimento, as condições de cura, o adensamento da pasta, e a qualidade da água. Quando se trata de resistência à compressão, a resistência da pasta é o fator determinante. Como mostrado anteriormente, a resistência e a porosidade são grandezas inversamente proporcionais, e como a porosidade depende da relação água/cimento, pode-se dizer que para um mesmo tipo de cimento a resistência da pasta depende principalmente da relação água/cimento (Figura 2.2). Figura 2.2 - Influência da relação água cimento e idade de cura sobre a resistência do concreto (Mehta & Monteiro, 2008). 29 Abrams, em 1918, foi o primeiro que reconheceu esta relação de dependência. Abrams demonstrou que a resistência do concreto dependia das propriedades da pasta endurecida, a qual, por sua vez, estava em função da relação água/cimento. Observou que quanto menor a relação água/cimento, maior era resistência da pasta de cimento endurecida. O grau de hidratação do cimento tem um efeito direto na porosidade do mesmo, e consequentemente em sua resistência. Quanto mais fino o cimento se apresentar, maior será a sua superfície de contato com a água, sendo assim, maior será sua reação de hidratação, e maior será a sua resistência (Figura 2.3). Figura 2.3 - Influência da finura do cimento na resistência mecânica (MEHTA & MONTEIRO, 2008). A composição química do cimento também tem fator de extrema importância na resistência do concreto, uma vez que a quantidade e a velocidade dos produtos sólidos que são formados na reação de hidratação, dependem das características químicas dos elementos que compõem o cimento (MEHTA & MONTEIRO, 2008). O cimento Portland Tipo III ASTM, que é considerado o mais fino, hidratase mais rapidamente que os outros tipos, tendo assim uma porosidade inicial mais baixa e uma resistência mecânica inicial (nos primeiros 7 dias) mais alta (MEHTA & MONTEIRO, 2008). O desenvolvimento de resistência inicial, se comparada com tipos de cimento IV, V e cimentos com escória de alto forno, são mais lentos até 28 30 dias. Contudo, estas diferenças normalmente desaparecem após essa idade. (Figura 2.4) Concretos feitos com cimento que possuem maior quantidade de Silicato de Tricálcio (C3S) endurecem rapidamente tendo uma alta resistência inicial. Porém, apesar de ganhar resistência à compressão de maneira rápida no início, o ganho, em longo prazo, é considerado muito pequeno, principalmente se comparado ao cimento que possui elevado índice de Silicato Bicálcio (C2S), o qual, apesar de possuir um endurecimento inicial mais lento, e baixa resistência à compressão nos primeiros dias, apresenta um ganho de resistência muito maior em longo prazo, como revelado no gráfico da Figura 2.4 (MEHTA & MONTEIRO, 2008). Figura 2.4 - Influência da composição do cimento na resistência mecânica e suas composições químicas (MEHTA & MONTEIRO, 2008). Outro fator a ser considerado na obtenção da resistência do concreto é a sua cura. A cura do concreto tem como objetivo hidratar o máximo possível o grão de cimento e reduzir a retração do concreto. Na cura, há o envolvimento de um conjunto de fatores que influenciam na hidratação do cimento, como o tempo, a temperatura e a umidade (BATTAGIN, 2002). Resultados obtidos em ensaios demonstram que, de maneira geral, quanto maior o tempo de permanência do concreto em cura úmida, maior é o ganho de resistência à compressão, mesmo que estes possuam relações água cimento diferentes, independentemente de seu nível de resistência (Figura 2.5). É possível 31 visualizar no gráfico da Figura 2.5, que os concretos feitos de cimentos da classe CP II F 32, que possuem baixa relação água/cimento, ganham mais resistência ao longo do tempo em comparação aos que possuem maior relação água/cimento (BATTAGIN, 2002). Figura 2.5 - Influência dos ciclos de cura na resistência à compressão dos concretos (BATTAGIN, 2002). O adensamento da pasta também tem valor significativo para obter a resistência desejada no concreto. A finalidade do adensamento do concreto é alcançar a maior compacidade possível do concreto. Quando o concreto é recémcolocado na fôrma, pode haver um volume de bolhas entre 5 % a 20 % do volume total. Os volumes são maiores em concretos de alta trabalhabilidade e menores nos concretos mais secos, com menor abatimento. A vibração tem o efeito de fluidificar a pasta da mistura, diminuindo o atrito interno e acomodando o agregado graúdo. A vibração expele quase todo o ar aprisionado, mas normalmente, não se consegue a expulsão total desse ar. A baixa qualidade no processo de adensamento do concreto produz o aparecimento de “vazios”, e traz como consequência a diminuição da resistência 32 mecânica, aumento da permeabilidade e porosidade, bem como, falta de homogeneidade da estrutura. A qualidade da água a ser usada na fabricação do concreto também pode influenciar não só a resistência, como também, a sua durabilidade. Água contendo um grau elevado de impurezas pode afetar o tempo de pega do concreto, causar eflorescência e, ainda, a corrosão da armadura de aço. A qualidade da água especificada para o amassamento é a mesma da água de beber, e fornecida pela rede de água potável. Contudo, a água levemente ácida alcalina, salgada, salobra, turva e mal cheirosa não deve ser rejeitada de imediato. É necessário, antes de rejeitá-la, fazer ensaios com corpos de prova, e verificar se entre 7 e 28 dias, ela possui pelo menos 90% da resistência dos corpos de prova feitos com água limpa. É importante também verificar se o tempo de pega não está sendo muito afetado. A presença de aditivos e de adições na pasta de concreto pode alterar a sua resistência característica. Os aditivos são substâncias adicionadas no concreto, na fase de preparo (imediatamente antes ou durante o amassamento) com objetivos definidos. Os aditivos não transformam um concreto mal dosado em bom concreto, eles apenas melhoram certas características do concreto. Existem aditivos de ação física, como é o caso dos incorporadores de ar e dos plastificantes, que melhoram a trabalhabilidade. Existem ainda os de ação química, como é o caso dos aceleradores que facilitam a dissolução da cal e da sílica nos silicatos, e da alumina nos aluminatos. E por último os de ação físico química, como é o caso dos retardadores, que retardam a reação entre a água e o grão de cimento. Os aditivos podem tanto melhorar quanto piorar a resistência do concreto, dependerá da finalidade do aditivo e da sua dosagem. Alguns aditivos, como é o caso dos aditivos incorporadores de ar, possuem um efeito negativo em relação a ganho de resistência, principalmente em concretos de alto desempenho, pois eles aumentam no sistema a quantidade de ar, e consequentemente acaba aumentando a porosidade do concreto (Figura 2.6). 33 Figura 2.6 - Influência da relação água/cimento e ar incorporado na resistência do concreto (MEHTA & MONTEIRO, 2008). Normalmente, aditivos redutores de água, ou seja, plastificantes, têm uma influência positiva nas taxas de hidratação do cimento e desenvolvimento de resistência inicial. As adições são materiais predominantemente silicosos finamente divididos, normalmente adicionados ao concreto em quantidades relativamente elevadas, que variam de 5 a 75% por massa do material. Segundo Mehta & Monteiro (1994), as adições podem ser classificadas de acordo com as suas características pozolânicas e/ou cimentares em quatro tipos: cimentares e pozolânicas (escória granulada e cinzas volantes com alto teor de cálcio), pozolânicas altamente reativas (sílica ativa condensada e cinza de casca de arroz), pozolânicas comuns (materiais naturais e cinza volante com baixo teor de cálcio) e pozolanas pouco reativas (escória de alto forno resfriada lentamente, cinzas de forno, escória de caldeira, palha de arroz queimada em campo). Muitas propriedades do concreto são melhoradas com combinações entre cimento Portland e adições minerais. Os principais benefícios obtidos com o uso das adições minerais no concreto incluem melhor resistência à fissuração térmica devido ao baixo calor de hidratação, aumento da resistência final e impermeabilidade devido ao refinamento dos poros, fortalecimento da zona de transição na interface, e uma durabilidade muito maior no que diz respeito ao ataque por sulfato. 34 A influência das adições minerais na resistência mecânica do concreto fica evidente em ensaios com adições de escória de alto forno, onde a incorporação deste material no cimento, produz uma maior ganho de resistência no concreto após o sétimo dia, como mostrado na Figura 2.7. Figura 2.7 - Influência da adição de escória de alto forno na resistência do concreto (MEHTA & MONTEIRO, 2008). A adição de cerca de 10% de microsílica na mistura produz um ganho de resistência de concreto à compressão de até 14,1% conforme a relação água/cimento (Figura 2.8). Figura 2.8 - Influência da adição de microsílica e da relação água/cimento na resistência do concreto (VIEIRA, 2008). 35 2.1.2 Resistência do Agregado Graúdo Segundo a NBR 7211 (ABNT, 2005), o agregado graúdo é o pedregulho ou a brita proveniente de rochas estáveis, ou mistura de ambos, cujos grãos passam por uma peneira de malha quadrada com abertura nominal de 152 m e ficam retidos na peneira ABNT 4,8 m. Mehta & Monteiro (2008), dizem que de acordo com as características do agregado, pode haver uma variação na resistência do concreto, e que é necessário observar o tamanho, a forma, a textura superficial, a resistência, a porosidade e a capacidade de absorção de água do agregado, pois estes fatores podem influenciar em diferentes graus a resistência mecânica do concreto. Os agregados podem ser classificados segundo a sua origem, como agregados minerais naturais, procedentes de jazidas naturais, ou agregados artificiais, provenientes de materiais termicamente processados, como a argila, ou produzidos a partir de rejeitos industriais, como a escória de alto forno e as cinzas volantes. Segundo Mehta & Monteiro (2008), a resistência mecânica do agregado é influenciada pela sua porosidade. Agregados minerais naturais como basalto, granito, rochas plutônicas, arenito quartzítico e calcários densos, nos quais possuem baixo grau de porosidade, possuem resistência mecânica variando de 210MPa a 310MPa. Observa-se como ilustrado na Figura 2.9, que normalmente, a resistência mecânica a compressão de concretos de alta resistência (baixa relação a/c), é positivamente afetada pela diminuição do agregado, ou seja, para o concreto com menor relação água/cimento, a diminuição do agregado graúdo gera um concreto de maior resistência. No entanto, quando a relação água/cimento for elevada, o tamanho do agregado pouco interfere na resistência do concreto. 36 Figura 2.9 - Influência da dimensão do agregado e relação água cimento na resistência do concreto (MEHTA & MONTEIRO, 2008). 2.1.3 Resistência da ligação entre a pasta e o agregado A relação água/cimento pode influenciar na resistência da ligação entre pasta e agregado. Como visto anteriormente, Abrams explica a influência da relação água/cimento sobre a resistência da pasta. Contudo, não explica a influência da relação água/cimento na resistência da zona de transição. Segundo Mehta & Monteiro (2008), a resistência da pasta em concretos de baixa e média resistência são determinados pela porosidade da zona de transição, mantendo-se a influência direta entre a relação água/cimento e a resistência do concreto. Porém, em misturas de alto desempenho, para fatores a/c menores que 0,3, há aumentos consideravelmente elevados na resistência a compressão para reduções muito pequenas na relação a/c. Este fenômeno é atribuído a uma significativa melhoria na resistência da zona de transição, ou seja, a relação a/c, também é um dos principais fatores que determinam a resistência da ligação pasta/agregado. Outro fator que influência na resistência da ligação entre pasta e o agregado é a textura do agregado. Agregados com textura mais rugosa apresentarão uma resistência mecânica do concreto um pouco maior nas primeiras idades, se comparado com o agregado liso, devido a uma ligação física maior entre o agregado e a pasta. Porém, o concreto com agregado rugoso normalmente 37 necessitará um pouco mais de água de amassamento para se obter trabalhabilidade desejada, ou seja, a pequena vantagem da ligação física entre pasta e agregado pode ser prejudicada no que se refere à resistência integral (AITCIN, 2000). 2.2 DURABILIDADE DO CONCRETO A durabilidade do concreto pode ser traduzida como a capacidade que um material tem de suportar as exigências impostas, técnicas ou subjetiva (satisfação do usuário), quando exposto a um meio ambiente previamente determinado, durante um determinado período de tempo previsto na sua concepção. A definição de durabilidade para a norma E 632 (ASTM, 1996), de forma ampla, é a capacidade de manter em serviço, durante um tempo especificado, um produto, componente, conjunto ou construção (FIGUEIREDO, 1994). Helene (1998) diz que uma mesma estrutura pode ter diferentes comportamentos quanto à durabilidade, não sendo uma propriedade inerente ou intrínseca à estrutura e sim ao resultado da interação do concreto com o ambiente e as condições de uso. Moreira (2006) diz que “considera-se durável o concreto que tem capacidade de resistir ao intemperismo, ataque químico, desgaste por abrasão ou qualquer outro processo de deterioração, retendo a sua forma original, qualidade e capacidade de utilização, quando exposto ao ambiente de trabalho”. De acordo com a norma NBR 6118 (ABNT, 2007), a durabilidade da estrutura de concreto armado é tida como “a capacidade da estrutura de resistir às influências ambientais previstas e definidas em conjunto pelo autor do projeto estrutural e o contratante, no início dos trabalhos de elaboração dos projetos”, e ainda diz que a “a durabilidade das estruturas de concreto requer cooperação e esforços coordenados de todos os envolvidos nos processos de projeto, construção e utilização”. Do ponto de vista normativo, a NBR 6118 (ABNT, 2007) teve uma grande evolução em relação à norma anterior, pois introduziu dois capítulos relativos à durabilidade, definindo parâmetros de projeto em função da agressividade ambiental (Tabela 2.1), como cobrimentos nominais da armadura (Tabela 2.2), qualidade do concreto em razão da agressividade do meio, exigências quanto à 38 fissuração (Tabela 2.3) e a correspondência entre classe de agressividade e qualidade do concreto (Tabela 2.4). Tabela 2.1 - Classes de agressividade ambiental Tabela 2.2 - Correspondência entre classe de agressividade ambiental e cobrimento nominal para ∆c = 10 mm - NBR 6118 (ABNT, 2007). Tabela 2.3 - Abertura máxima de fissuras em estruturas de concreto armado e protendido em função da classe de agressividade ambiental NBR 6118 (ABNT, 2007). Tipo de concreto estrutural Concreto simples Concreto armado Concreto protendido Classe de agressividade ambiental (CAA) CAA I a CAA IV CAA I CAA II E CAA III CAA IV CAA I a CAA IV Exigências relativas à fissuração Não há 0,4 mm 0,3 mm 0,2 mm 0,2 mm 39 Tabela 2.4 - Correspondência entre classe de agressividade e qualidade do concreto - NBR 6118 (ABNT, 2007). A norma EN 7543 (BS, 2003) sugere uma série de conceitos e critérios de projeto para definir a durabilidade e a vida útil das edificações. Segundo ela, a durabilidade é definida como a habilidade da construção e de suas partes em desempenhar suas funções, ao longo de um período de tempo, sob a influência de agentes expositores. A norma BS 7543 ainda diz que o limite da durabilidade é atingido quando a perda de desempenho leva ao fim da vida útil de serviço. 2.3 VIDA ÚTIL DAS ESTRUTURAS DE CONCRETO De acordo com a norma NBR 6118 (ABNT, 2007), “a vida útil de projeto, entende-se o período de tempo durante o qual se mantêm as características das estruturas de concreto, desde que atendidos os requisitos de uso e manutenção prescritos pelo projetista e pelo construtor, bem como de execução dos reparos necessários decorrentes de danos acidentais” e ainda que “o conceito de vida útil aplica-se à estrutura como um todo ou às suas partes. Dessa forma, determinadas partes das estruturas podem merecer consideração especial com valor de vida útil diferente do todo”. Mehta & Monteiro (1994) dizem que uma vida útil longa é considerada sinônimo de durabilidade. Vida útil pode ser definida como o período de tempo no qual a estrutura ou componente estrutural pode cumprir sua função sem custos importantes de manutenção, o que quer dizer que a estrutura deverá estar sob manutenção preventiva, porém sem sofrer manutenção corretiva neste período. 40 Segundo Cabral (2000), “o tempo de vida útil dependerá do critério estabelecido para determinar o grau de deterioração máximo aceitável, e este varia com a função que a estrutura desempenha”. Tuutti (1982) deu uma grande contribuição para o estudo da corrosão de armaduras, quando propôs um modelo que para associa a vida útil do concreto armado com o fenômeno de corrosão da armadura (Figura 2.10). No modelo de Tuutti, a vida útil é dividida em duas fases distintas, sendo a primeira caracterizada pelo início da penetração dos agentes agressivos até o momento da despassivação da armadura (Período de Iniciação), e a segunda fase caracterizada pelo desenvolvimento das reações de corrosão (Período de Propagação). Figura 2.10 - Modelo de vida útil proposto por Tuutti (1982). Helene (1993) ampliou este modelo, conforme ilustra a Figura 2.11, introduzindo vários conceitos teóricos de vida útil, diferenciando-os em: vida útil de projeto, período de tempo que vai até a despassivação da armadura; vida útil de serviço, sendo o período de tempo equivalente ao período de despassivação das armaduras de concreto somado ao período de propagação da corrosão em níveis aceitáveis; vida útil residual, que equivale ao período de tempo estimado em que a estrutura ainda será capaz de desempenhar suas funções; e o conceito de vida útil total, sendo este o período de tempo desde a produção até o colapso total ou parcial da estrutura pela corrosão. 41 Figura 2.11 - Conceituação de vida útil das estruturas de concreto tomando-se por referência o fenômeno da corrosão das armaduras (HELENE, 1993). A norma BS 7543 (2003) estabelece categorias de vida útil a serem adotadas no projeto de acordo com o tipo de edificação como mostrado da Tabela 2.5. Tabela 2.5 – Categorias de vida útil de projeto para edificações (BSI, 1992). Categoria 1 2 3 4 5 Descrição Temporária Vida Curta Vida Média Vida Normal Vida Longa Vida Útil de Projeto (anos) <10 >10 >30 >60 >120 Exemplos Galpões não permanentes e edificações para exposições temporárias. Salas de aula temporárias; construções para processos industriais curtos. Maioria das edificações industriais Novos edifícios educacionais e de saúde Edifícios de importância politica e outras edificações de alta qualidade. Atualmente, a vida útil das estruturas de concreto pode ser estimada por um dos quatro métodos a seguir:  Método Empírico: Este é o tratamento utilizado na maioria das normas brasileiras e internacionais, sendo o cobrimento da armadura o principal parâmetro de durabilidade da estrutura. A agressividade ambiental e as características do concreto passaram a ser levadas em consideração na NBR 6118 somente em 2003. 42  Ensaios Acelerados: A norma ASTM E632 “Standard Practice for Developing Accelerated Tests to Aid Prediction of de Service Life of Building Components and Materials” introduziu este método em 1978, que embora se aplique a componentes da construção, pode ser aplicada a estrutura mediante algumas considerações.  Modelos numéricos e deterministas: Este mecanismo leva em consideração os mecanismos físicos que promovem a deterioração das estruturas, particularmente a corrosão da armadura e a deterioração do concreto. Contudo, não existem modeos matemáticos satisfatórios, nem para o concreto, nem para a armadura.  Método Probabilístico: Seus fundamentos são similares aos dos princípios de introdução da segurança no projeto das estruturas de concreto. O método probabilístico é considerado o método mais moderno para a análise da durabilidade no projeto estrutural. Helene (1997) e Izquiedo (2003) preveem um novo estado limite, chamado estado limite de durabilidade. Pode-se observar que existe uma grande tendência internacional em se definir qual a vida útil das construções, contudo, para modelar a vida útil das armaduras de concreto, são necessários dados e modelos muito mais precisos sobre as características do concreto, ou seja, requerendo uma melhoria e uma evolução permanente de normas de projeto e de controle de qualidade da execução e de materiais (HELENE, 1997) Resumindo, para a determinação da vida útil das estruturas de concreto deve sempre ser levada em consideração a geometria da estrutura, os materiais utilizados na fabricação da estrutura, o ambiente em que se localiza a estrutura, os mecanismos de deterioração aos quais está ela exposta, a execução e a manutenção da estrutura (MEHTA & MONTEIRO, 2008) 2.4 PASSIVAÇÃO DA ARMADURA O concreto, desde que bem executado, com uma boa espessura do cobrimento, um teor de argamassa adequado e homogêneo, uma relação de a/c ideal, sem vazios de concretagem, fornece uma barreira física de proteção com baixo grau de permeabilidade, importante para a conservação da integridade da armadura. Contudo, o concreto, não se limita apenas a fornecer uma proteção de 43 natureza física contra elementos nocivos a armadura, ele também estabelece uma proteção de natureza química. Em ambientes de elevada alcalinidade, como é o caso do concreto, a armadura se encontra no domínio da passivação, ou seja, a basicidade do concreto é a proteção química mais importante para a armadura. (HELENE, 2003) Segundo Bertolini et al (2004), durante a hidratação do cimento, uma solução alcalina altamente porosa, principalmente de hidróxidos de potássio e de sódio, é obtida. Neste ambiente, os compostos estáveis termodinamicamente são os óxidos e hidróxidos de ferro. Por conseguinte, numa armadura, embutida em concreto alcalino, uma fina película óxido protetora chamada de película passivadora é formada espontaneamente. Esta película tem nanômetros de espessura e é composta de óxidos de ferro mais ou menos hidratados com vários níveis de Fe 2+ e Fe3+. A ação protetora do filme passivo é imune ao estrago mecânico da superfície de aço. Helene (1993) afirma que a teoria mais aceita sobre a película passivadora, é a de Sato (1976), que refere-se à formação de um filme transparente, fino, aderente e estável, composto por duas camadas de óxido, uma interna onde predomina o Fe3O4 e outra externa de γ.Fe2O3. De acordo com Kruger (1989), essa película pode ser formada por moléculas arranjadas de forma bi ou tridimensional (2 ou 3 camadas), sendo assim, praticamente moléculas individuais absorvidas na superfície do aço, com espessura total da ordem de 1 a 5x10-3. A formação e a manutenção desta película de óxido está ligada com o alto valor de pH, da ordem de 13 na fase líquida do concreto, originários principalmente pelos hidróxidos de sódio (NaOH) e de potássio (KOH), encontrados nos poros do concreto. Segundo Hausmann (1998), a utilização excessiva de adições no cimento tende a diminuir este pH, porém não o suficiente para comprometer a película passivadora. Deve se considerar que neste caso a reserva alcalina ficará reduzida em função do aumento da quantidade de adições. 44 Basílio (1972) considera que “barras de aço com início de corrosão, ao serem concretadas, podem dar origem à formação de uma película passivante espessa de ferrita de cálcio (óxido duplo de cálcio e ferro), o qual é um pó branco estável, resultante da combinação da oxidação superficial da armadura com o hidróxido de cálcio da pasta de cimento”, e que esta reação é representada pela Equação 2.1. 2Fe(OH)3 + Ca(OH)2 → Ca(FeO2)2 + 4H2O (Equação 2.1) Pourbaix (1974) avaliou as reações termodinamicamente possíveis de ocorrer em diversos sistemas metal/solução e criou um diagrama para diversos níveis de pH e potencial (Figura 2.12). O sistema ferro-água a 25º C, que pode ser extrapolado para casos como o do aço no interior do concreto, desenvolve uma reação em que se forma uma capa de óxidos de caráter protetor, e ainda afirma que nessa faixa de pH elevado, as reações de eletrodo verificadas são reações de passivação. b a Figura 2. 12 - Diagrama de equilíbrio termodinâmico, potencial versus pH, para o sistema Fe – H2O a 25oC (Pourbaix,1974). As duas retas paralelas tracejadas “a” e “b”, apresentadas no diagrama da Figura 2.12, delimitam a região de equilíbrio termodinâmico da água, a qual é definida por duas reações, sendo, abaixo da linha “a”, p H2 = 1 atm, onde a água tende a se decompor por redução segundo a reação da Equação 2.2 45 2H+ +2e- H2 ou 2H2O + 2e- H2 + 2OH (Equação 2.2) (Meio neutro ou ácido desaerado) (Meio neutro ou básico desaerado) Acima da reta b, a água tende a se decompor por oxidação segundo a reação mostrada na Equação 2.3: 2H2O 4e- + O2 + 4H+ ou 4OH4e- + O2 + 2H2O (Equação 2.3) (Meio ácido aerado) (Meio básico aerado) Uma explicação mais clara é aquela na qual descreve três regiões, imunidade, passividade e corrosão da seguinte forma: a região de imunidade é a região na qual a armadura permanece inalterada, e não reagirá com o meio qualquer que seja a sua natureza (ácido, neutro ou alcalino). Nesta região, o potencial do eletrodo é mais negativo que -0,6 V em relação ao eletrodo padrão de hidrogênio; a região de passividade que corresponde à passivação do aço, representando as condições em que são formadas as películas passivantes de proteção; e a terceira região representa as situações onde pode ocorrer a corrosão do aço. 46 3 CORROSÃO DA ARMADURA NO CONCRETO A corrosão é um fenômeno que ocorre de modo natural e espontâneo, e que está, de forma continua, transformando os materiais metálicos em materiais cuja durabilidade e o desempenho deixa de satisfazer o fim a que destinam (GENTIL, 1996). Pode-se admitir que, em alguns casos, o processo de corrosão é o inverso do processo metalúrgico, no qual o principal objetivo é a extração do metal a partir de seus minérios, enquanto que a corrosão tende a oxidar o metal. Por isso, muitas vezes o produto gerado pela corrosão de um metal é bastante semelhante ao minério do qual ele foi originalmente extraído. Contudo, o processo de corrosão, no caso do concreto, somente acontecerá quando a película passivadora do aço, descrita no capítulo 2.4, sofrer alteração devido a algum agente externo agressivo que penetre no interior do concreto. O processo de corrosão das armaduras de concreto é considerado uma reação eletroquímica que se passa geralmente na superfície que separa o metal e o meio corrosivo. De acordo com Figueiredo (2011), para que ocorra a corrosão da armadura no interior do concreto é necessário que aconteça quatro condições. A primeira condição é a despassivação da armadura, ou seja, o desaparecimento da película de óxidos que protege a armadura. A segunda condição é o aparecimento de uma diferença de potencial entre dois pontos aleatórios da armadura que pode ser gerada pela diferença de umidade, aeração, concentração salina, tensão do concreto e/ou do aço, impurezas do metal, heterogeneidades inerentes ao concreto, presença de íons ou carbonatação. A terceira condição é a presença de um eletrólito, o qual será responsável por conduzir os íons, promovendo assim uma corrente de natureza iônica. O eletrólito também terá a responsabilidade de dissolver o oxigênio. O eletrólito no concreto pode ser constituído pela solução intersticial aquosa que contem íons em solução. 47 A quarta condição é a presença de oxigênio dissolvido na água presente nos poros do concreto. Este oxigênio terá como função regular todas as reações de corrosão. A corrosão eletroquímica ocorre na estrutura de concreto armado pela dissolução do aço comum num meio aquoso, onde os átomos do aço se dissolvem como íons. Didaticamente, o modelo mais simples para esboçar a corrosão eletroquímica é a chamada célula de corrosão galvânica, formada a partir de dois metais de eletronegatividades distintas, imersos em uma solução aquosa e conectados eletricamente conforme mostra a Figura 3.1. Voltímetro Reação de Redução Voltímetro Reação de Oxidação Figura 3.1 - Célula ou pilha galvânica formada a partir de dois metais de eletronegatividade distintas Pode-se observar a formação de duas regiões distintas, sendo, cada uma delas, caracterizada por uma reação diferente. Do lado esquerdo da pilha, onde está localizado o cátodo, ocorre uma reação de redução do oxigênio ou do hidrogênio (Equação 3.1), e do lado direito, onde se encontra o ânodo ocorre à reação de oxidação (Equação 3.2). H2O + ½ O2 + 2eFe Fe2+ + 2e2OHou 2H+ + 2eH2 (Equação 3.1) (Equação 3.2) As regiões anódicas e catódicas surgem a partir de uma diferença de potencial gerada na superfície da armadura. Segundo Monteiro (2002) a reação catódica (Equação 3.1) é a primeira, ocorrendo em meios aerados de pH neutros e básicos (pH>7). Já a segunda reação se passa em meios geralmente ácidos (pH <7) e desaerado. 48 A corrosão da armadura no concreto, esquematizada na Figura 3.2, mostra como a armadura funciona como eletrólito misto, onde ocorrem reações anódicas e catódicas, e a solução contida nos poros do concreto é o eletrólito. (FIGUEIREDO, 2011) Reação de Redução Reação de Oxidação Figura 3.2 - Representação de uma pilha de corrosão em um mesmo metal (FIGUEIREDO, 2011). 3.1 TIPOS DE CORROSÃO A corrosão pode ser classificada em generalizada e localizada. Na corrosão generalizada, o desgaste do material pode ocorrer de forma mais ou menos uniforme, contudo se processa em extensas áreas do metal. Na corrosão localizada, o desgaste se processa em uma superfície limitada e, usualmente, tende a se aprofundar de modo mais rápido do que em um processo de corrosão generalizada. Essas expressões da corrosão podem sofrer algumas variações morfológicas quando analisadas em maior profundidade, podendo assumir, dentre outras formas, aparência superficial uniforme ou irregular, com a formação de pites ou com a formação de fissuras, conforme expõe a Figura 3.3 (FELIU, 1984). Na corrosão generalizada, o ataque é produzido em uma grande superfície do metal, na qual existem inúmeros ânodos e cátodos, formando micropilhas que mudam a todo tempo. Nesse caso, a perda de seção pode ser uniforme ou irregular (FELIU, 1984). A corrosão localizada trata-se de um ataque intermediário entre a corrosão uniforme e a corrosão por pites. O ataque se produz em zonas mais ou menos extensas do material, as quais, por diferentes razões, são anódicas em 49 relação às demais. Um dos motivos para que isso ocorra pode ser a mudança ou heterogeneidade de composição química do material ou do eletrólito que o circunda (FELIU, 1984). Na corrosão por pites, o ataque se produz em zonas discretas do material, as quais são mais ativas do que o resto da superfície. É comum no caso da ação de contaminantes que têm a propriedade de romper a capa passiva em pontos específicos, como é o caso dos cloretos (FELIU, 1984). A corrosão com formação de fissuras ocorre quando, além das condições propícias para a corrosão, o metal se encontra submetido a tensões importantes de tração. Nesse caso, surgem fissuras no material que se propagam na direção transversal à carga, produzindo rupturas com níveis baixos de tensão . Figura 3.3 – Tipos de corrosão (FELIU, 1984) 3.2 FATORES QUE INFLUENCIAM A INICIAÇÃO DA CORROSÃO Há inúmeros fatores que podem exercer influência na iniciação da corrosão na estrutura, como as características do concreto empregado, definida na etapa de projeto da estrutura (cobrimento, tipo de concreto) ou a consequência do tratamento dado à estrutura após a execução da concretagem (cura do concreto, 50 tintas). Outro fator relevante no processo de corrosão das armaduras é o meio ambiente no qual a estrutura está inserida. A iniciação da corrosão da armadura, segundo Gentil (1996), pode estar associada essencialmente a fatores físicos, mecânicos, biológicos ou químicos. Entre os fatores mecânicos, as vibrações podem ocasionar fissuras no concreto, possibilitando o contato da armadura com o meio corrosivo. Líquidos em movimento, principalmente contendo partículas em suspensão, podem ocasionar a erosão do concreto, com o seu consequente desgaste. Se esses líquidos contiverem substâncias químicas agressivas ao concreto, tem-se uma ação combinada, ou seja, erosão-corrosão, que é evidentemente mais prejudicial e rápida do que as ações isoladas. A erosão é mais acentuada quando o fluido em movimento contém partículas em suspensão na forma de sólidos, que funcionam como abrasivos, ou mesmo na forma de vapor como no caso da cavitação. A cavitação é observada quando bolhas de vapor d’água arrastadas pela água em movimento entram em regiões de pressão mais elevadas, sofrendo implosão e transmitindo uma grande onda de choque para os materiais presentes. Essa formação de bolhas de vapor e a subsequente implosão são responsáveis por grandes danos no concreto, como no caso de vertedouros de barragens (GENTIL, 1996; FIGUEIREDO & O’ REILLY, 2003). Os fatores físicos, como variações de temperatura, podem ocasionar gradientes térmicos com reflexos na integridade das estruturas. Variações de temperatura entre os diferentes componentes do concreto (pasta de cimento, agregados e armadura), com características térmicas diferentes, podem ocasionar microfissuras no concreto que possibilitam a penetração de agentes agressivos (GENTIL, 1996). Os fatores biológicos, como a presença de micro-organismos, podem criar meios corrosivos para o concreto e a armadura, como aqueles criados pelas bactérias oxidantes de enxofre ou de sulfetos, que aceleram a oxidação dessas substâncias, transformando-as em ácido sulfúrico (GENTIL, 1996). Os fatores químicos estão relacionados com a presença de substâncias químicas nos diferentes ambientes, normalmente, água, solo e atmosfera. Entre as 51 substâncias químicas mais agressivas destacam-se os ácidos, tais como o sulfúrico e o clorídrico. (GENTIL, 2006). A presença de cloretos em determinadas concentrações criticas na profundidade da armadura do concreto, pode romper pontualmente a camada passivadora do aço. A presença destes cloretos na profundidade da armadura pode ser justificada pela contaminação dos materiais constituintes do concreto, o uso de aditivos aceleradores de pega contento cloretos, ou devido à ação de águas e atmosferas marinhas ou industriais. 3.3 MECANISMOS DE TRANSPORTE 3.3.1 Difusão iônica A difusão iônica é um mecanismo de locomoção de íons que ocorre devido a diferentes gradientes de concentração, resumindo, os íons que se encontram em regiões de maior concentração migram para as regiões com menor concentração. Neville (1997) define como um processo no qual uma massa é transportada através de um fluido pela ação de um gradiente de concentração em busca do equilíbrio. Helene (1986) afirma que a difusão iônica será diretamente proporcional a porosidade do concreto e da conexão entre os poros. Quanto mais compacto for o concreto, menor será a difusão iônica. Este mecanismo de transporte ocorre para substâncias tanto no estado liquido como aquelas em estado gasoso, sendo os dois principais agentes agressivos, para a armadura do concreto, os íons cloreto e o dióxido de carbono. Segundo Duarte (2007), a difusão de cloretos é um dos principais mecanismos de transporte que afeta a durabilidade das estruturas de concreto armado, provocando a corrosão das armaduras. A determinação do coeficiente de difusão de cloretos, segundo Nepomuceno (2005), é hoje um dos maiores desafios para o meio técnico, por que dele depende a previsão de vida útil das estruturas contaminadas por cloretos. 52 As expressões matemáticas que indicam esse fenômeno são dadas pela Lei de Fick da difusão. O coeficiente de difusão D, das substâncias que penetram no concreto, é calculado através da Equação 3.3, que considera o coeficiente de difusão e a concentração de cloretos constantes na superfície. A Equação 3.4 calcula a difusão em fluxo variável em relação ao tempo. = = ( ) = ( 2 2 (Equação 3.3) ) (Equação 3.4) Onde: J – fluxo de íons (mol/cm2s); D – Coeficiente efetivo de difusão (cm2/s); – Gradiente de concentração (cm2/s) – Profundidade considerada (mm) A difusão dos íons cloreto será tanto mais intensa quanto maior a sua concentração na solução externa. O transporte dos cloretos ocorre em sua maioria por difusão iônica e por absorção capilar. Basicamente, a difusão ocorre no interior do concreto, onde a presença do eletrólito é mais intensa. Na camada mais externa do concreto ocorre a absorção capilar, onde ocorre o umedecimento e a secagem do cobrimento. Page et al. (1981) estudaram o comportamento da difusão em pastas de cimento moldadas com cimento Portland comum, cimento resistente a sulfato, cimento com 65% de escória de alto forno, e cimento com 30% de adição de cinza volante. A conclusão deste estudo pode ser visto na Tabela 3.1, onde mostra que a presença de adições reduz a difusão de cloretos, o que é mostrado pelo refinamento da estrutura porosa. 53 Tabela 3.1 - Coeficiente de difusão de cloretos, a 25oC em pastas de cimento com relação água/cimento igual a 0,5. (PAGE et al.,1981) Tipo de cimento Cimento Portland comum Cimento com 30% de cinza volante Cimento com 65% de escória Cimento resistente a sulfetos Coeficiente de difusão x 10-19 (cm2/s) 44,7 14,7 4,1 100,0 3.3.2 Absorção capilar A absorção capilar ou sucção capilar pode ser definida como o transporte do liquido devido à tensão superficial atuantes nos poros do concreto. (LARA, 2003). A força de sucção produzida pela tensão superficial sobre o menisco situado no interior do poro faz com que o liquido penetre através do capilar (FIGUEIREDO, 2007). A absorção capilar, segundo Helene (1993), pode ser modelada pela Lei de Jurin que relaciona a altura de ascensão ao raio capilar (Equação 3.5) e pode ser ainda descrita em função do tempo de contato com a água, no regime estacionário e na ausência de evaporação (Equação 3.6). = = 2. . 1 . . (Equação 3.5) √ 2 (Equação 3.6) Onde: h = altura ou penetração da água capilar (m); = tensão superficial da água (kg/m); = massa especifica da água; = raio do capilar (m); = viscosidade da água (kgs/m2) = período de tempo para atingir a penetração h (s). 54 A absorção capilar é o principal mecanismo para a penetração de cloretos em concretos aparentes ou sem revestimento, expostos ao intemperismo da atmosfera marinha, pois os cloretos ficam impregnados na superfície da peça, e quando dissolvidos, penetram por absorção capilar. Não há absorção capilar em concretos saturados de forma permanente, é necessário que os poros estejam secos ou parcialmente secos para que seja possível a absorção da água por capilaridade. Em concretos saturados, a difusão é o principal mecanismo de ingresso de cloretos, associados ou não ao gradiente de pressão. 3.3.3 Permeabilidade A permeabilidade pode ser definida como o fluxo de um fluido devido ao gradiente de pressão. Mehta e Monteiro (2008) a definem como a facilidade com que um fluido pode escoar através de um sólido, sob um gradiente de pressão. Este mecanismo de penetração de água sob pressão no concreto ocorre em situações onde as estruturas se encontram submersas ou parcialmente submersas, podendo acelerar a penetração de agentes agressivos no concreto e a corrosão de armaduras (MEHTA & MONTEIRO, 2008) Kropp (1995) afirma que a penetração de cloretos por permeabilidade costuma ser importante em casos específicos, como é o caso de estruturas marinhas submetidas a grandes pressões hidrostáticas. Obras de barragens é outro exemplo importante deste mecanismo. Sá (2006), diz que é importante ressaltar que a permeabilidade a líquidos sobre pressão será tanto mais acentuada quanto maior for o diâmetro dos poros capilares, além de obviamente da comunicação entre eles. Isto, na prática, é obtido por meio de relações água/cimento relativamente altas. Segundo Nepomuceno (2005), a permeabilidade de líquido pode ser descrita através da Lei de Darcy (Equação 3.7). = . (Equação 3.7). 55 Onde: Kh = coeficiente de permeabilidade (cm/s); Vf = vazão de entrada na fase linear (cm3/h); L = altura do corpo de prova (cm); A = área da seção transversal do corpo-de-prova (cm2); H = pressão manométrica de ensaio (cm.c.a). Nepomuceno (2005), ainda afirma que, a permeabilidade do concreto aos gases não é um mecanismo de transporte muito comum em estruturas reais, porém, tem-se procurando caracterizar a porosidade, por meio de ensaios de permeabilidade, e correlacioná-la a outros mecanismos de transporte, para estabelecerem parâmetros de durabilidade. 3.3.4 Migração iônica ou Eletro-migração Um diferencial elétrico causa a eletro-migração. Os íons no eletrólito, devido à formação de um campo elétrico, tendem a se deslocar para a região de polaridade contraria, ou seja, os íons positivos são atraídos pelo polo negativo, e os íons negativos pelo polo positivo (ARAÚJO, 2004). Na Tabela 3.2 é possível observar a condutividade iônica dos principais íons estudados, segundo Banfill (1994). Porém o autor afirma que essa condutividade pode mudar sensivelmente com o aumento da concentração das soluções. Tabela 3.2 - Valores da condutividade iônica de diversos íons a diluição infinita e a 25oC (BANFILL, 1994). Íons Condutividade iônica (ohm .cm . eq -1 -1 -2 H + Na + K + Ca 2+ OH - Cl - ½ SO4 79,8 3 o 2- ½ CO3 69,3 6 o 2- HCO 3- 349 1 o 50,1 8 o 73,5 5 o 59,5 7 o 198,0 2 o 75,2 4 o 44,5 9 o ou 10 . ohm .m .eq ) -4 -1 -2 -1 No caso de estruturas de concreto, esse fenômeno pode ocorrer em estruturas suporte de veículos que utilizam corrente elétrica para sua movimentação, como também em estruturas de concreto com proteção catódica por corrente impressa. A maior aplicação desse princípio ocorre em ensaios destinados a 56 acelerar a penetração dos íons cloreto no concreto, nos quais se aplica uma diferença de potencial para forçar a sua movimentação (DUARTE, 2007). A influência dos parâmetros de dosagem, tais como consistência, consumo de cimento e relação água/cimento, foram estudados por Medeiros e Helene (2003). O estudo foi feito variando a relação água/cimento, deixando constante a consistência e, depois, variando a consistência, mantendo constante a relação água/cimento. Os resultados deste estudo (Figura 3.4) mostram que, a quantidade e a qualidade da pasta são fatores de grande importância na penetração de cloreto no concreto, ou seja, que a migração de cloretos é função direta do consumo de cimento, quando se mantém a relação água/cimento constante, e também é função inversa do consumo de cimento, quando se varia a relação água cimento e se mantem a consistência. Concluindo, a relação água cimento é o principal fator controlador da resistência à penetração de cloretos no concreto. Figura 3.4 – Carga passante x relação água cimento para uma mesma consistência (MEDEIROS; HELENE, 2003). Os resultados obtidos por Medeiros e Helene (2003) foram os mesmo que Regattieri (1998), que também estudou a migração de cloretos, variando a relação água/cimento e o tipo de cimento (Figura 3.5). Através deste resultado, é possível diferenciar como os concretos que possuem cinza volante ou escória de alto forno são menos afetados pela relação água/cimento do que aqueles com cimento CP I S. 57 Figura 3.5 – Migração de íons cloreto x relação água/cimento (REGATTIERI, 1998). 3.4 DESPASSIVAÇÃO DAS ARMADURAS POR ÍONS CLORETO Os íons cloreto são um dos agentes mais problemáticos para a corrosão de armaduras, pois são capazes de despassivar o aço mesmo em pH extremamente elevado. Figueiredo (2011) revela que os íons cloreto podem chegar ao concreto de diferentes formas, como: o uso de aceleradores de pega que possuem CaCl2; contaminação dos agregados ou da água de amassamento; pela atmosfera (maresia); pela água do mar (estrutura “off shore”); utilização de sais de desgelo; e devido a processos industriais. E ainda, que o mecanismo de penetração dos íons cloreto através do concreto depende de uma série de fatores inter-relacionados, como as características do microclima, tipo de exposição do concreto, o tipo de cátion associado ao cloreto, tipo de acesso ao concreto (antes ou depois de endurecido), presença de outro ânion como o sulfato, o tipo de cimento empregado, a relação água/cimento, o consumo de cimento, a cura e a velocidade de carbonatação. A despassivação das armaduras por íons cloreto ocorre quando estes penetram nos poros do concreto por meio de difusão ou pela absorção capilar, juntamente com a água e o oxigênio e, ao encontrar a película passivadora da armadura, provocam acidificações localizadas que conduzem a desestabilizações pontuais da camada de óxidos passivos. A despassivação por íons cloreto ocorre de 58 forma localizada, o que faz com que a corrosão por cloretos seja tipicamente por pites, diferentemente da ocorrida devido à carbonatação (corrosão generalizada). O processo de despassivação por cloretos ainda é cercado de incertezas e teorias, no entanto, a maioria delas aponta para o fato de que a ruptura da película passivadora é algo dinâmico, alternando despassivação e repassivação, até a despassivação definitiva da armadura. Segundo o ACI 222 (1991) citado por Helene 1993, há três teorias para explicar o efeito dos cloretos na corrosão do aço:  Teoria do filme de óxido - Nesta teoria, os íons cloreto penetram nos defeitos do filme óxido passivante muito mais facilmente que outros íons agressivos, podendo dispersar coloidalmente este filme, permitindo o ataque do aço.  Teoria da absorção – conforme esta teoria os íons cloreto são adsorvidos na superfície do aço com os íons hidroxilas ou com o oxigênio dissolvido, promovendo a hidratação do ferro e viabilizando sua dissolução em cátions.  Teoria do complexo transitório – segundo esta teoria, os íons cloreto (Cl ) competem com os ânions hidroxila (OH ) para a produção de compostos ferrosos de corrosão, denominados complexos transitórios, os quais se difundem a partir do ânodo em direção ao catodo permitindo que a corrosão continue (Figura 3.6). - Figura 3.6 - Formação do pite de corrosão pela ação dos cloretos (TREADAWAY, 1988). 59 3.4.1 Teor crítico de cloretos O teor crítico representa a quantidade limite de cloretos necessários para desencadear o processo corrosivo. Essa quantidade depende de vários fatores tais como: a dosagem, a umidade relativa, o pH da solução dos poros, o teor de cloretos solúveis, a quantidade de C3A do cimento, a fonte de cloretos e ainda as características metalúrgicas da armadura atingida. (LIMA, 1996; ALONSO et al. 1997; ANDRADE, 2001; CASCUDO, 2005). A Figura 3.7 apresenta-se um modelo clássico para o conteúdo crítico de íons cloreto capaz de despassivar as armaduras de concreto, podendo verificar ainda a influência de alguns parâmetros tais como umidade relativa, qualidade do concreto (cura e relação água/cimento), saturação dos poros e carbonatação (ANDRADE, 1992; VILAS BOAS, 2004). Os íons cloretos podem ser encontrados em duas formas no concreto, como; cloretos livres, forma perigosa para o concreto; ou cloretos combinados com C3A ou C4AF do cimento, formando os cloroaluminatos. Os cloretos totais são a soma dos cloretos livres e combinados (MEHTA E MONTEIRO, 2008). Figura 3.7 - Esquema de variação do teor crítico de cloretos em função da qualidade do concreto e umidade do ambiente (CEB, 1992). 60 Entende-se, hoje, que a relação Cl /OH seja a mais adequada e que melhor representa o teor critico de cloretos, contudo, a dificuldade de medir-se a concentração de hidroxilas na solução de poros do concreto tem feito com que a relação entre cloretos livres e totais e a massa de cimento, e mais especificamente o último, tenha sido um parâmetro com amplo uso para indicar risco de corrosão. Para a avaliação da presença de cloretos no concreto, segundo Helene (1993), podem ser seguidos métodos de ensaios descritos nas normas “UNE 80240” e “ASTM 1411” (1992), para cloretos livres ou solúveis em água, ou “ASTM C 1152” (1992), para cloretos totais. No entanto, há divergências quanto ao valor que deve ser utilizado como padrão para que ocorra a despassivação da armadura. Na Tabela 3.3 são apresentados limites de cloretos totais permitidos no concreto sugeridos por algumas normas internacionais e nacional. Tabela 3.3 – Teor critico de cloretos 3.5 FATORES QUE INFLUENCIAM A PROPAGAÇÃO DA CORROSÃO A taxa de crescimento do processo de corrosão pode ser influenciada por alguns fatores como a concentração de íons cloreto no ambiente, a umidade, a temperatura e a resistividade do concreto e a formação de uma macromolécula de corrosão. Esta velocidade de corrosão pode ser controlada pelos processos mostrados na Figura 3.8. 61 Com base em uma célula galvânica descrita anteriormente, no processo de corrosão pode se identificar dois tipos de eletrodos, o cátodo, onde ocorrerão as reações de redução, e o ânodo, onde ocorrerão as reações de redução. Cada eletrodo possui inicialmente um potencial diferente. Quando a corrente flui de um eletrodo para o outro, o potencial do ânodo se aproxima do potencial do cátodo e vice-versa. Com isso a diferença do potencial entre os eletrodos diminui à medida que a corrente aumenta. Desta forma é obtida a curva de polarização dos eletrodos. No ponto de intersecção das curvas, os dois processos ocorrem com a mesma corrente, ou seja, a corrente catódica é a mesma da corrente anódica, estabelecendo assim uma corrente de equilíbrio, denominada corrente de corrosão (Icorr). Esta corrente de corrosão é diretamente proporcional à taxa de crescimento do processo de corrosão (velocidade de corrosão). Quando a polarização ocorre predominantemente nas áreas anódicas, a reação é controlada anodicamente, ou seja, esta sob controle anódico (Figura 3.8a). Contudo, se a polarização ocorre predominantemente nas áreas catódicas, a reação é controlada catodicamente, ou seja, esta sobre sob controle catódico (Figura 3.8b). Figura 3.8 - Diagramas de Evans mostrando a influência dos processos de controle catódico, anódico, misto e por resistência sobre a intensidade de corrosão (FIGUEIREDO, 1994). Porém, quando a polarização ocorre com a mesma intensidade tanto no cátodo como no ânodo, tem-se então um controle misto (Figura 3.8c). O controle da propagação do processo de corrosão também poderá ocorrer com o aumento da 62 resistência do meio, este método é chamado de Controle por Resistência (Figura 3.8d). 3.5.1 Concentração de íons cloreto A concentração de cloretos nas estruturas de concreto é um fator que deve ser levado em consideração, já que o aumento das concentrações de Cl além de diminuir a resistividade, devido à maior condutividade proporcionada por estes íons, pode também provocar o aumento da velocidade de corrosão. 3.5.2 Umidade A taxa de umidade do interior dos poros do concreto exerce importante influência sobre a propagação da corrosão. Os poros da microestrutura do concreto podem ser encontrados basicamente em três situações distintas: secos, quando a umidade relativa é baixa; parcialmente saturados, quando a umidade relativa é alta; ou saturados, quando o concreto encontra-se imerso, conforme citado na Figura 3.9. - Figura 3.9 - Teor de umidade dos poros do concreto em função da umidade do ambiente (ANDRADE, 1988). Quando os poros estão secos, não há mobilidade de íons, e o concreto possui então uma alta resistividade, impedindo ou dificultando assim o processo de corrosão, mesmo que este se encontre contaminado por cloretos (Figura 3.9a). Contudo, à medida que a umidade interna do concreto aumenta, a resistência ôhmica diminui e a velocidade do processo de corrosão aumenta, caso a armadura esteja despassivada (Figura 3.9b). Quando os poros estão completamente preenchidos de água, ou seja, saturados, a resistividade do concreto é a menor possível (Figura 3.9c). Nessa situação o processo de corrosão estará controlado pelo acesso ao oxigênio, que 63 será pequeno, já que esse terá que se dissolver primeiramente na água para poder atingir a armadura. Este controle pode ser interpretado como um controle catódico (Figura 3.8). 3.5.3 Temperatura O aumento da temperatura estimula a mobilidade das moléculas, favorecendo seu transporte através da microestrutura do concreto. No mesmo sentido, quando a temperatura diminui, pode ocorrer condensação no concreto, ocasionando um aumento da umidade do material (FIGUEIREDO, 2011). Estudos realizados por Raphael & Shalon (1971), mostraram que a corrosão aumenta duas vezes a cada aumento de 20 oC, sendo este efeito mais pronunciado quando em elevadas umidades relativas. Ensaios realizados por Al-Khaja (1997) constatou um aumento expressivo da penetração de cloretos em corpos-de-prova de concreto, quando estes tiveram um aumento de temperatura de 20oC para 45oC. A penetração de cloretos foi mais significativa em concretos convencionais do que em concretos de elevada resistência (Figura 3.10). Figura 3.10 - Efeito da variação da temperatura na penetração de cloretos em concretos convencionais (a) e em concretos resistentes a sulfatos (b) (AL-KHAJA, 1997). 64 4 TÉCNICAS EMPREGADAS PARA AVALIAÇÃO DA PROPAGAÇÃO DA CORROSÃO 4.1 POTENCIAL DE CORROSÃO A utilização do potencial de corrosão tem a vantagem por ser uma técnica não destrutiva e de fácil aplicação, não sendo necessário o emprego de aparelhos caros e sofisticados. Porém, apresenta a desvantagem de fornecer uma ideia relativa e aproximada do processo de corrosão instalado sobre a armadura, ou seja, do seu registro não se obtém nenhum dado quantitativo da cinética de corrosão (FIGUEIREDO, 1994). A medida do Potencial de corrosão da armadura, de acordo com Nepomuceno (1992), consiste no registro da diferença de voltagem entre a armadura e um eletrodo de referência, que é colocado em contato com a superfície do concreto. A ASTM C-876 (2009) apresenta uma correlação entre intervalos de diferença de potencial, em relação a um eletrodo de referência de Cu/CuSO4, e a probabilidade de ocorrência de corrosão (Figura 4.1). Figura 4.1 - Critérios de avaliação da corrosão através de medidas de potencial de corrosão (ASTM C-876, 2009). 4.2 CURVAS DE POLARIZAÇÃO A curva de polarização representa a expressão gráfica da função potencial (E) x intensidade de corrente (I). Por meio de intersecção gráfica, o traçado da curva proporciona informações sobre a intensidade de corrosão. A morfologia do processo (corrosão generalizada ou por pites) também pode ser determinada a partir dessa curva (FIGUEIREDO, 1994). A curva de polarização é empregada no estudo 65 dos fenômenos da corrosão, como a formação de pares galvânicos, os efeitos da carbonatação, o uso de aditivos e sua influência no processo de corrosão, entre outros. O método, porém, é destrutivo e, por isso, não viabiliza a reutilização dos corpos-de-prova para novas medidas. Além disso, o método ainda não foi desenvolvido para aplicação em campo. 4.3 RESISTÊNCIA DE POLARIZAÇÃO A resistência de polarização (Rp) é a inércia que um sistema apresenta para iniciar o processo de corrosão quando a armadura é polarizada. Esse método pode ser considerado o mais confiável para monitoramento da corrosão por penetração de cloretos e de carbonatação no cobrimento de concreto. Vários tipos de sensores de polarização linear vêm sendo desenvolvidos para aprimorar a precisão dessa técnica (LU & BA, 2010). A resistência de polarização é obtida por meio da inclinação de uma rampa potenciodinâmica (ΔE/ΔI) decorrente da imposição de uma polarização catódica inicial de 10 mV/minuto em torno do potencial de corrosão. Quanto maiores os valores de Rp, menor a taxa de corrosão (ANDRADE & GONZÁLEZ; 1988). A técnica da resistência de polarização permite obter dados sobre o estado passivo ou ativo da armadura e sobre a cinética da corrosão, sendo, portanto, uma alternativa simples para uma análise quantitativa do fenômeno. O cálculo da velocidade de corrosão é feito a partir da variação da corrente que ocorre na área da seção transversal do condutor, quando se incrementa o potencial de corrosão (Ecorr) em ± 10 a 30 mV em torno do potencial de equilíbrio (ANDRADE; GONZÁLEZ; 1988). No gráfico E x I, em que E é o potencial de corrosão e I a corrente, assume-se a linearidade na faixa de incremento e podese, então, deduzir o valor de Rp a partir da Equação 4.1. = (Equação 4.1) Por meio do valor de Rp, determina-se a corrente de corrosão instantânea e, então, a intensidade de corrosão (Icorr), como mostra a Equação 4.2. 66 = (Equação 4.2) Onde: icorr – Intensidade de corrosão; B – constante de Stern; Geary (1957), B = 52 mV para armadura no estado passivo; B = 26 mV para armaduras no estado ativo. A intensidade de corrosão dividida pela área efetiva do estudo (A) fornece a densidade de corrente de corrosão (icorr), pela Equação 4.3. = . (Equação 4.3) Os valores de icorr podem ser relacionados qualitativamente ao grau de corrosão da armadura empregando-se os critérios da Figura 4.2. Figura 4.2 - Nível de corrosão em função da corrente icorr (DURAR, 1997). Sabe-se que essa é uma técnica menos perturbativa, devido à pequena polarização aplicada. Pode ser usada diversas vezes em um mesmo corpo-de-prova ou região de uma estrutura, atentando-se ao tempo necessário para que o sistema volte ao seu estado estacionário após a aplicação de uma polarização. 4.4 IMPEDÂNCIA ELETROQUÍMICA Impedância eletroquímica é uma técnica não destrutiva de avaliação da corrosão, muito empregada em laboratório uma vez que ainda não está disponível no mercado um equipamento portátil para uso em obra, diretamente nas estruturas de concreto. 67 A impedância, assim como a resistência de polarização, mede a dificuldade da passagem de corrente elétrica em um determinado meio diante de uma diferença de potencial imposta. Da mesma forma que a técnica de resistência de polarização, descrita anteriormente, a técnica de impedância também pode ser utilizada para obter a velocidade de corrosão (LORENZ & MANSFELD, 1981). No entanto, enquanto na técnica de resistência de polarização a intensidade de corrosão (Icorr) pode ser obtida em três minutos, aproximadamente, na técnica de impedância, devido à elevada resistividade do eletrólito que circunda a armadura (concreto) e, portanto, da necessidade de partir de altas frequências (100kHz) até baixas frequências (0,001Hz), a icorr somente é obtida após três horas, ou mais, dependendo da resistividade do eletrólito. A análise da impedância do circuito fornece informações das reações eletroquímicas, absorção de produtos, transporte de matéria por difusão, morfologia da corrosão, identificação do estado passivo da armadura e outros. A velocidade de corrosão instantânea também pode ser mensurada pela técnica de impedância da mesma forma que a resistência de polarização, mas deve-se aplicar corrente alternada ao invés de corrente contínua. Quanto maior for a impedância do sistema, mais passivo estará, apresentando menores taxas de corrosão. As medidas de impedância são feitas através de um dispositivo com dois eletrodos de planos idênticos ou por meio de um potenciostato associado a três eletrodos. Pela dificuldade de confinar o sinal elétrico em estruturas de concreto, essa técnica não é utilizada em campo, mas apresenta grande confiabilidade dos estudos. 4.5 RUÍDO ELETRÔNICO Este método analisa variações na corrente e/ou no potencial que ocorrem naturalmente, denominados de ruídos, em torno de um estado estacionário, durante o processo de corrosão. Tais mudanças variam tipicamente de alguns microvolts ou milivolts e poucos nanoamperes ou microamperes, para o potencial e para a corrente, respectivamente. O princípio do método consiste em registrar estas pequenas flutuações do potencial e da corrente, obtendo-se o desvio padrão do ruído do potencial (σE) e o desvio padrão do ruído da corrente (σi), calculando-se a resistência ao ruído (Rn), a 68 qual está relacionada à resistência de polarização do sistema, de onde pode-se extrair informações a respeito da cinética do processo, através do cálculo da velocidade de corrosão do sistema. Os equipamentos demandados para realizar a aquisição dos dados são similares aos utilizados no método de potenciais de corrosão, porém o voltímetro deve ter uma impedância maior que 10 GΩ e, para mensurar as flutuações de corrente, necessita-se de um amperímetro de resistência nula de alta resolução. Entretanto, ainda que o método forneça estimativas quantitativas satisfatórias para o sistema concreto-armadura, este possui algumas consideráveis desvantagens, pois as estruturas podem atuar como antenas, capturando ruídos não corrosivos, que podem vir a mascarar os efeitos reais da corrosão. Em adição, a obtenção e a subsequente análise dos dados demandam muito tempo e alguma experiência é exigida para uma correta interpretação dos resultados (RODRÍGUEZ et al., 1994). 4.6 RESISTIVIDADE A medida de resistividade elétrica (ρ) do concreto é um das principais ferramentas utilizadas para o monitoramento da evolução da corrosão de armaduras em estruturas de concreto armado. É uma ferramenta não destrutiva de avaliação que nem sempre é interpretada da forma devida, podendo assim conduzir a erros. A resistividade elétrica pode ser definida como a resistência elétrica de um condutor unitário e seção transversal constante no qual a corrente é uniforme e continuamente distribuída (EBACH, 1975 apud WHITING E NAGI, 2003), ou seja, é a resistência elétrica entre faces opostas de um volume unitário de material. Monfore (1968) diz que a condução da corrente elétrica através do concreto é de natureza essencialmente eletrolítica e ocorre por meio de íons presentes na água evaporável das pastas de cimento. Shekarchi et al (2004) citam que o fluxo de corrente elétrica no concreto se dá por meio de íons dissolvidos na água que preenche total ou parcialmente a rede de poros da pasta. McCarter & Watson (1997) afirmam que a condutividade irá ocorrer através dos contínuos poros capilares preenchidos por água e pelas microfissuras da matriz. 69 A resistividade elétrica regula o fluxo de íons que se difundem pelo concreto através da solução aquosa presente nos poros do concreto, sendo assim uma medida que influencia diretamente na velocidade de corrosão (HELENE, 1993). Contudo, é importante salientar que a medida de resistividade elétrica não tem influência na iniciação do processo de corrosão das armaduras, e sim na de propagação do processo (ANDRADE e ALONSO, 1996). O princípio de obtenção da resistividade do concreto pode se dar através do método de disco, método de dois eletrodos, método de Wenner e pelo método da resistividade elétrica volumétrica do concreto (NBR 9204, 2012). No primeiro método, um disco é utilizado como eletrodo posicionado na superfície da estrutura de concreto sobre a região da armadura. Esta última é utilizada como o segundo eletrodo e a medida efetuada refere-se à resistência do concreto entre o eletrodo e a armadura. A resistência medida pode ser convertida em resistividade usando-se uma constante que depende da espessura do cobrimento e do diâmetro da barra. A segunda forma de obter a resistividade do concreto é o método dos dois eletrodos (Figura 4.3), que consiste na utilização de dois eletrodos colocados em contato com a superfície do concreto, por meio dos quais uma corrente alternada é aplicada e a diferença de potencial é medida. Figura 4.3 – Esquema para determinação da resistividade: método dos dois eletrodos (MILLARD, 1991). 70 As medidas obtidas por este método são muito influenciadas por alterações no raio do eletrodo em contato com a superfície de concreto e pela presença de agregados nas regiões próximas do contato (MILLARD, 1991). Polder (2001) alertou para a grande influência das dimensões dos eletrodos nos valores medidos, acarretando uma baixa precisão e uma pobre reprodutibilidade dos resultados. No método de Wenner, quatro eletrodos são colocados na superfície do concreto, que preferencialmente deve estar úmida. O equipamento imprime uma corrente entre os dois eletrodos externos, e consequentemente, uma voltagem que é captada pelos eletrodos internos. A diferença de potencial entre os eletrodos internos propicia a medida de resistividade (Figura 4.4). Figura 4.4 - Esquema para a determinação da resistividade: método de Wenner (adaptação da Figura de GOWERS & MILLARD, 1999; DARBY et al., 1999). A vantagem associada a esta técnica é que a resistividade medida é referente a região do concreto situada entre os dois eletrodos internos. A influência pode ser minimizada quando o espaçamento entre os eletrodos internos excede o tamanho máximo do agregado. Contudo, Whiting e Nagi (2003) recomendam que o espaçamento entre os eletrodos não exceda 1/4 da dimensão mínima do concreto, pois podem ocorrer erros significativos caso a resistividade seja medida próximo às extremidades da peça. O procedimento de medida da resistividade elétrica volumétrica descrita pela NBR 9204 (ABNT, 2012) é um método aplicável em laboratório e são utilizadas amostras de concreto cilíndrica com 150 mm de diâmetro e 150mm de altura, 71 moldadas ou extraídas das estruturas. Utilizando-se uma fonte de corrente continua, aplica-se uma tensão entre dois eletrodos de mercúrio nas faces do corpo-de-prova. Um terceiro eletrodo de mercúrio é utilizado para evitar erros de superfície. Os três eletrodos estão numerados conforme mostrado na Figura 4.5. Este método é criticado devido a utilização de corrente continua que pode gerar erros nas medidas, além da dificuldade na montagem da célula de ensaio com a utilização de mercúrio como eletrodo que, parece ser, um fator condicionante da utilização deste método. Figura 4.5 – Esquema para a determinação da resistividade elétrica volumétrica do concreto segundo NBR 9204 (ABNT, 2012). O CEB (Comité Euro-internacional du Beton) definiu alguns critérios de avaliação da resistividade em estruturas de concreto armado, ora apresentados na Tabela 4.1. Tabela 4.1 – Critérios de avaliação do concreto armado quanto à probabilidade de corrosão devido à resistividade do concreto – (CEB, 1992). Resistividade do concreto (kΩ.cm) ρ > 20 10 < ρ > 20 5 < ρ < 10 ρ<5 Probabilidade de Corrosão Desprezível Baixa Alta Muito alta 72 A avaliação da resistividade do concreto é sugerida por Andrade (1992), com o uso de uma correlação aproximada da resistividade e a velocidade de corrosão por carbonatação (Figura 4.6). Contudo, esta avaliação apenas tem significado caso a armadura esteja despassivada e em processo de corrosão. Figura 4.6 - Correlação entre a densidade de corrosão e a resistividade do concreto (ANDRADE, 1992). 73 5 AÇO CARBONO 5.1 PROCESSO DE PRODUÇÃO DO AÇO CARBONO O aço é a mais versátil das ligas metálicas constituída basicamente de ferro e carbono (Fe – C). Contém menos de 2% de carbono em sua composição, além de certos elementos resultantes do processo de fabricação, como o manganês, o enxofre, o fósforo e o silício (COLPAERT, 2008). O processo de produção de aço consiste em três fases distintas, a redução do minério de ferro, o refino e a conformação mecânica. A primeira fase, redução, tem como finalidade a retirada do oxigênio dos óxidos de ferro e a fusão da carga. Nesta fase, o minério de ferro, em forma granular ou em forma aglomerada, é misturado em alto forno com o calcário e o coque (carvão vegetal), produzindo, no final, o chamado ferro gusa. A fase de refino tem como objetivo a transformação do ferro gusa em aço. Para que isso ocorra, o ferro gusa é transferido para as aciarias onde ocorre a queima de impurezas e adições. O refino do aço é feito em fornos a oxigênio ou elétricos, onde o ferro gusa (líquido ou sólido) ou sucata de ferro são transformados em aço líquido. Nesta fase, ainda há a solidificação do aço liquido em equipamentos de lingotamento, para produzir semi-acabados, lingotes e blocos. Por último, a conformação mecânica visa à transformação mecânica dos aços em produtos que possam ser utilizados pela indústria, e envolve, de forma geral, a laminação, trefilação e o forjamento. 5.2 MICROESTRUTURA DO AÇO CARBONO O aço como os demais metais, se solidifica pela formação de cristais, que vão crescendo em diferentes direções, formando os denominados eixos de cristalização (TOTTEN, 2006). A maioria dos metais apresenta uma única estrutura cristalina, estável desde a temperatura ambiente até o seu ponto de fusão. O ferro é excepcional neste aspecto, pois pode se apresentar em pressão ambiente, dependendo da 74 temperatura, sobre a forma de duas estruturas cristalinas cúbicas, ou seja, a unidade básica do cristal tem a forma de um cubo. No primeiro tipo denominado cúbico de corpo centrado- CCC, nota-se que os átomos de Fe estão localizados nos oito vértices e no centro do cubo (Figura 5.1a), enquanto que no segundo denominado cúbico de face centrada (CFC), os átomos estão posicionados nos oito vértices e no centro de cada face (Figura 5.1b). O arranjo dos átomos em determinada estrutura cristalina está ligada às interações entre os átomos. Quando átomos de outros elementos são misturados ao ferro, formando uma liga, a presença destes átomos afeta a estabilidade dos diferentes arranjos de átomos. A adição de carbono ao ferro produz alterações na estabilidade relativa entre as fases. O tamanho, forma, distribuição, composição e estrutura cristalina dessas fases controlam essencialmente as propriedades finais de qualquer tipo de aço, incluindo dureza, resistência, ductilidade, resistência ao impacto e resistência à fluência. (TOTTEN, 2006) Figura 5 1 - Ilustração da estrutura Cúbica de Corpo Centrado - CCC (a) e da estrutura Cúbica de Face Centrada – CFC (b) (Adaptado de TOTTEN, 2006). 5.3 DIAGRAMA DE FASES FE - C A base para o estudo das transformações de fase que ocorrem nos aços é a compreensão do Diagrama de Fases Fe- C (Figura 5.2), a qual mostra as fases em equilíbrio para as diferentes combinações de temperatura e concentração de carbono. É importante ressaltar que os aços possuem teores de carbono inferiores a 2,11%, e que teores acima desse valor são considerados ferros fundidos. 75 No Diagrama de Fases, verifica-se que quando o ferro (puro) se solidifica a 1538ºC, ele assume organização interna conforme uma estrutura cúbica de corpo centrado (CCC), a fase δ (delta). Esta fase é estável somente em altas temperaturas, não apresentado assim interesse comercial (TOTTEN, 2006). Continuando o resfriamento, ocorre uma mudança de fase na temperatura de 13940C com os átomos de Ferro sofrendo um rearranjo para uma estrutura cúbica de faces centradas (CFC), a fase ϒ (gama) ou Austenita (TOTTEN, 2006). Na temperatura de 9120C ocorre um novo rearranjo cristalino e o ferro volta a apresentar uma estrutura cúbica de corpo centrado, a fase (alfa) ou Ferrita (COLPAERT, 2008). Abaixo da temperatura de 768 0C, o ferro passa a apresentar um comportamento magnético, sem, no entanto, apresentar qualquer mudança da estrutura cristalina. (COLPAERT, 2008). Observa-se ainda nesse diagrama que a adição de 4,3% de carbono ao ferro reduz o ponto de fusão, e que, até cerca de 0,76% de carbono, aumenta a estabilidade da estrutura CFC em relação a CCC (ASM HANDBOOK, 1985) Austenita + Cementita A1 Ferrita + Cementita Figura 5.2 - Diagrama de Fases para o Sistema Fe-C com teor de 6,67% de Carbono (Adaptado do ASM HANDBOOK, 1985). 76 No que tange aos aços, no campo da Austenita foram dados nomes especiais a alguns limites importantes que facilitam a discussão. Existem três temperaturas de interesse no tratamento térmico dos aços, que são: A1 – Linha que corresponde ao limite entre o campo Ferrita - Cementita e aos campos que contém Austenita e Ferrita ou Austenita e Cementita. A3 – Corresponde ao limite entre os campos Ferrita - Austenita e Austenita. Acm – Corresponde ao limite entre os campos Cementita – Austenita e Austenita. Devido à existência destas transformações, o aço apresenta uma quantidade de materiais extremamente versáteis atendendo uma grande quantidade de propriedades mecânicas. 5.3.1 Constituintes estruturais dos aços 5.3.1.1 Ferrita A Ferrita é formada por uma solução sólida de inserção de carbono em ferro alfa. É o constituinte mais mole dos aços, porém é o mais tenaz, e o mais maleável, tendo um alongamento de 35%. Possui em sua composição uma quantidade muito baixa de carbono, em torno de 0,008 %. Quando o aço é muito pobre em carbono, sua estrutura está formada quase que totalmente por grãos de Ferrita. Estes grãos têm formato poligonal equiaxiais (Figura 5.3). Tem como os principais elementos estabilizadores o silício, cromo, fosforo, molibdênio, vanádio, titânio, nióbio e alumínio. Este tipo de material normalmente tem dureza bastante baixa (COLPAERT, 2008). Figura 5.3 – Aço de teor de carbono extra baixo. Grãos de ferrita e pequenas inclusões não metálicas (COLPAERT, 2008). 77 5.3.1.2 Austenita O aquecimento da ferrita em aços Fe-C leva a formação da fase CFC, chamada Austenita. A Austenita, em ferro puro e ligas de Fe-C, só é observada diretamente em microscópios eletrônicos que possam operar à temperatura elevada, onde esta fase é estável. Tem como os principais elementos estabilizadores o níquel, manganês, carbono, cobalto cobre e nitrogênio (COLPAERT, 2008). A Figura 5.4 mostra um aço aquecido a 10k/s a partir de uma estrutura ferrítica. A imagem foi obtida por microscopia confocal laser. No canto superior estão indicados o tempo (horas: minutos: segundos) e a temperatura em graus Celsius. Na Figura 5.4 estão assinalados os contornos de um grão austenítico recém-nucleado na ferrita. Figura 5.4 – Formação de grão austenítico a partir de uma estrutura ferrítica. (COLPAERT, 2008). 5.3.1.3 Cementita Quando a solubilidade do carbono na ferrita é excedida, a cementita começa a aparecer na estrutura de aço. Aços de baixo teor de carbono, normalmente apresentam a cementita distribuída ao longo do produto, como uma segunda fase dispersa, como mostra a Figura 5.5 (COLPAERT, 2008). Figura 5.5 - Microestrutura composta de ferrita poligonal e pequenos grãos de cementita globular (COLPAERT, 2008). 78 A Cementita é o constituinte que aparece em fundições e aços. É o carboneto de ferro de fórmula Fe3C. É muito frágil e duro, sendo muito resistente ao cisalhamento. Em baixas temperaturas é ferromagnético, perdendo esta propriedade a 212 ºC. Possui ponto de fundição acima de 1950 ºC, e é termodinamicamente instável a temperaturas inferiores a 1200ºC (COLPAERT, 2008). 5.3.1.4 Perlita O diagrama Fe –C apresenta um equilíbrio eutectóide entre Ferrita, Cementita e Austenita. Quando aços contendo teores de carbono mais significativos do que os discutidos anteriormente, se transformam de Austenita para o campo abaixo da temperatura eutectóide, sendo as fases esperadas a Ferrita e a Cementita. Contudo, devido a fatores de nucleação inicial da cementita, há a formação de outro material, a Perlita. Perlita é formada por uma mistura de duas fases, a Ferrita e a Cementita, produzida a 723 ºC quando a composição é de 0,8 % de carbono. Sua estrutura é constituída por lâminas alternadas de Ferrita e Cementita, sendo a espessura das lâminas de Ferrita superior às de Cementita. A Perlita é mais dura e resistente que a Ferrita, porém mais branda e maleável que a Cementita (KRAUSS, 2005). Apresenta-se em forma laminar, reticular e globular (Figura 5.6). Figura 5.6 - Estrutura perlítica de um aço com 0,75% de carbono. Reagente: Picral. Aumento 500x (KRAUSS, 2005). 79 5.3.1.5 Martensita A Martensita é uma solução sólida, intersticial, supersaturada de carbono em ferro alfa. É o constituinte estrutural da têmpera dos aços e sua microestrutura apresenta-se na forma de agulhas cruzadas (Figura 5.7). A Martensita é uma fase longe do equilíbrio, logo ela não aparece no diagrama de fase Fe-C apresentado na Figura 5.2. A estrutura cristalina da Martensita é tetragonal de corpo centrado (TCC), que pode ser encarada como uma rede de Ferrita (CCC), distorcida por átomos de carbono aprisionados devido à altíssima velocidade da formação. A Martensita é extremamente dura e, portanto, é uma estrutura desejável para os aços usados em ferramentas e maquinário do todos os tipos. Figura 5.7 – Martensita (COLPAERT, 2008). 80 6 METODOLOGIA EXPERIMENTAL A metodologia aplicada neste trabalho teve como objetivo avaliar o desempenho de dois tipos de armaduras produzidas com aço e dimensões diferentes, frente à corrosão devido a ação de cloretos. Para isso, foram levados em consideração às metodologias experimentais e em estudos anteriores realizados por FIGUEIREDO (1994), TULA (2000), TINOCO (2001), FREIRE (2005) e DUARTE (2007). Neste estudo empregou-se o aço CA24, provenientes da obra do Maracanã, e o aço CA50, atual, com diâmetros de 5mm e 25mm. O ataque de íons cloreto ocorreu de duas maneiras. Metade dos corpos-de-prova moldados possuíam 3% de cloreto de sódio na água de amassamento, em relação à massa de cimento. Estes corpos-de-prova permaneceram em câmara com umidade de 55±15%. Posteriormente, foram realizados ciclos de secagem e imersão em água potável, sendo dois dias imersos e cinco dias em câmara com 55±15% de umidade relativa. A outra metade isenta de cloretos, sofreu ciclos periódicos de secagem e imersão em solução de cloreto de sódio com 2% de concentração, sendo dois dias submersos na solução e cinco dias na câmara com 55 ± 15% de umidade relativa. O comportamento eletroquímico das armaduras contidas nos corpos-deprova foi monitorado por meio das técnicas de potencial de corrosão ( Ecorr) e Resistencia de Polarização (Rp) que fornece a densidade de corrente de corrosão (icorr). O concreto foi monitorado por meio de medidas de resistividade su perficial (ρ). 6.1 MATERIAIS 6.1.1 Materiais utilizados na confecção do concreto de referência Para a produção do concreto de referência, foram utilizados materiais que são de uso cotidiano na região de Goiânia e encontrados facilmente no mercado local. O cimento utilizado foi o cimento Portland tipo CP II-Z, classe 32, segundo denominação da NBR 11578 (ABNT,1991). 81 O agregado graúdo utilizado foi o comercialmente denominado de brita 1, com tamanho máximo de 19 mm, de origem micaxisto, proveniente de pedreiras da região. O agregado miúdo foi uma areia média, oriundo de leito de rio. Os agregados graúdo e miúdo foram caracterizados segundo a NBR NM248 (ABNT, 2003), e massa unitária segundo a NBR NM45 (ABNT, 2006). Os ensaios foram realizados no laboratório do Instituto Federal de Goiás (IFG). A consistência do concreto foi fixada em 80 mm (± 10 mm), para fins de trabalhabilidade, a qual foi medida pelo método da determinação de consistência pelo abatimento do tronco de cone, segundo a NBR 7223 (ABNT, 1992). A água utilizada foi a fornecida pela companhia de abastecimento da região. 6.1.2 Armadura As armaduras utilizadas para a fabricação dos corpos-de-prova consistem em vergalhões nervurados de aço carbono da classe CA50, fabricados pela Gerdal, e vergalhões lisos de aço carbono da classe CA24, provenientes da obra do Maracanã, ambas com diâmetros nominais de 5mm e 25mm. O vergalhão de aço CA24 não é fabricado para a construção civil brasileira há muitos anos. Por esse motivo, as amostras são procedentes da reforma realizada no Estádio de Futebol Jornalista Mario Filho, mais conhecido como Maracanã, construído no final da década de 40, para a 4ª Copa do Mundo de Futebol de 1950. Já o vergalhão de aço CA50 é o mais utilizado na construção civil brasileira atual, tendo sido adquirido no mercado de Goiânia. Os aços foram caracterizados pelo gráfico de tensão versus deformação, pelo alongamento, dobramento, composição química e metalografia. Os resultados encontram-se no Item 7.1.5. A preparação das barras de aço, para a realização dos ensaios, foi dividida em três etapas distintas, conforme esquematizado na Figura 6.1. 82 Na primeira etapa as barras foram cortadas em comprimentos iguais a 220 mm, utilizando um disco de corte abrasivo, evitando alterar por deformação a estrutura interna do material. Em seguida, suas extremidades foram chanfradas com esmeril, para eliminar o aparecimento de atividade corrosiva em regiões de cantos vivos. Após a limpeza das barras, estas extremidades também foram protegidas do contato com meio externo por meio de fitas isolantes (Figura 6.5). Figura 6.1 - Procedimento para preparação das barras de aço. Na segunda etapa realizou-se a limpeza das barras, a qual foi procedida da seguinte maneira. Inicialmente, as barras sofreram jateamento com granalha de aço para a retirada de todos os óxidos visíveis, principalmente as barras de CA24 procedentes do Maracanã. Este procedimento teve por objetivo padronizar a limpeza e preparo superficial de todas as armaduras. Posteriormente, as barras foram imersas por 15 minutos em solução de ácido clorídrico e água destilada, na proporção 1:1, mais 2g/l do inibidor de corrosão hexametilenotetramina. Depois de concluída a imersão, as barras foram lavadas em água corrente, escovadas com escova de cerdas plásticas e mergulhadas em acetona. A secagem das barras foi realizada com ar quente. A Figura 6.2 mostra imagens tomadas do processo descrito, o qual é preconizado pela norma ASTM G1 (ASTM, 1990). 83 Figura 6.2 - Processo de limpeza das barras de aço: (a) – Imersão em solução de ácido clorídrico, água destilada e inibidor de corrosão; (b) – Limpeza com escova com cerdas de plástico; (c) – Imersão em acetona; (d) Secagem. Concluído o procedimento de limpeza, passou-se para a 3ª etapa onde as barras tiveram suas massas determinadas em balança com precisão mínima de 0,001g (Figura 6.3), e suas dimensões aferidas por paquímetro digital. Uma elevada precisão se faz necessária em razão da área exposta de ensaio ser bastante reduzida, gerando, consequentemente, pequenas perdas de massa absoluta devido à corrosão. Figura 6.3 – Aferição do peso da barra 84 Por fim, as barras foram envolvidas em uma película plástica transparente e depois em papel toalha, para serem guardadas no interior de um recipiente fechado (Figura 6.4). Este procedimento é necessário para evitar o contato das barras com o ar atmosférico, o que propiciaria o surgimento de uma nova camada de óxidos. Foram utilizadas luvas látex em todas as etapas do manuseio das barras para evitar o contato de substâncias que pudessem promover a oxidação em curto prazo, como por exemplo, os sais presentes no suor. Figura 6.4 - Armazenamento das barras antes da colocação das barras nas formas. Colocou-se uma fita isolante na região das armaduras que fica na interface entre o concreto e o ambiente, a fim de evitar a atividade corrosiva nesta região das barras, devido à influência do ar atmosférico. Foi também delimitada, com fita isolante, uma região de 100 mm, sobre a qual foi estudado o fenômeno da corrosão, como mostrado na Figura 6.5. Figura 6.5 - Detalhe das barras de aço com as áreas de estudo delimitadas com fitas isolantes. 85 6.2 DEFINIÇÃO DOS CORPOS-DE-PROVA As dimensões, o traço e o número dos corpos-de-prova foram definidos em função de estudos anteriores realizados na presente linha de pesquisa. 6.2.1 Traço O concreto utilizado para o experimento foi fabricado com os materiais da região (Item 6.1), sendo o traço unitário de referência igual a 1 : 1,434 : 2,683 : 0,55 (cimento : areia : brita : água), o mesmo utilizado por Duarte (2007) e por Tinoco (2001). O consumo de cimento foi de 400 kg por m 3 de concreto. A relação água/cimento e o teor de argamassa considerados no experimento foram de 0,55 e 57%, respectivamente, com abatimento de tronco de cone de 80 ± 10mm. Estes parâmetros foram escolhidos por dois motivos: primeiro devido ao fato de existirem dados de trabalhos realizados anteriormente que servem como referenciais de comparação, e segundo, por serem valores dos quais mais se aproximam dos concretos executados com maior frequência em obras convencionais. A mistura foi realizada de forma mecânica com a utilização de uma betoneira com 120 litros de capacidade. Os resultados de caracterização do concreto encontram-se no Item 7.1.4. 6.2.2 Moldagem, cura e armazenamento dos corpos-de-prova Para manter os mesmos cobrimentos de concreto sobre as armaduras, as quais tinham 5 mm e 25mm de diâmetro, foi necessário variar a altura dos corposde-prova prismáticos. Empregaram-se formas de madeira plastificada para moldar os corpos-deprova. Para o aço de 5 mm, os prismas possuíam as dimensões de 200 x 200 x 55 mm. Para o aço de 25 mm, os corpos-de-prova prismáticos formam feitos com 200 x 200 x 75 mm. As Figuras 6.6 e 6.7 mostram os detalhes dos corpos-de-prova. O cobrimento adotado foi de 25 mm para ambos os blocos prismáticos de acordo com a recomendação da norma NBR 6118 (ABNT, 2007). Para tanto, empregaram-se espaçadores plásticos. 86 Figura 6.6 - Esquema das dimensões do corpo-de-prova prismático para o aço com 5 mm de diâmetro. Figura 6.7 - Esquema das dimensões do corpo-de-prova prismático para o aço com 25 mm de diâmetro Os corpos-de-prova foram moldados e adensados em mesa vibratória, de acordo com a NBR 5738 (ABNT, 2003), e desmoldados depois de 24 horas, seguido de cura em câmara úmida por 7 dias. Todos os corpos de prova foram armazenados no Laboratório de Materiais de Construção da UFG. 6.2.3 Quantidade e distribuição dos corpos-de-prova Foram moldados no experimento 24 corpos-de-prova prismáticos, os quais foram distribuídos da seguinte forma: 12 corpos-de-prova com o aço CA24, sendo 6 com armadura de diâmetro de 25 mm e 6 com diâmetro de 5 mm, e 12 corpos-de-prova com o aço CA50, sendo 6 com armadura de diâmetro de 25 mm e 6 com diâmetro de 5 mm, de acordo com o descrito na Figura 6.8. 87 A Figura 6.8, mostra, ainda, que dos 6 corpos-de-prova que possuíam o aço CA24 com armadura de diâmetro de 5mm, 3 corpos-de-prova receberam ciclos de imersão em solução de 2% de NaCl, e os outros 3 corpos-de-prova continham 3% de NaCl em relação a massa de cimento em sua composição. O mesmo procedimento ocorreu com as armaduras de CA24 de 25mm, CA50 de 5mm e CA50 de 25mm, metade recebendo ciclos de imersão em solução de 2% de NaCl e a outra metade contaminado com 3% de NaCl em relação a massa de cimento. Figura 6.8 - Esquema contendo a quantidade de corpos de prova para cada tipo de ensaio do experimento. 6.3 VARIÁVEIS ANALISADAS E EQUIPAMENTOS EMPREGADOS 6.3.1 Variáveis avaliadas 6.3.1.1 Variáveis independentes As variáveis independentes são aquelas que uma vez definidas, serão mantidas fixas e inalteradas até o fim do experimento. Foram consideradas, nesta dissertação como variáveis independentes, o tipo de cimento, no caso o CP II-Z, classe 32, o tipo de agregado graúdo e miúdo, a água fornecida pela companhia de distribuição da região, a relação água/cimento (0,55), o teor de argamassa (57%), o abatimento do tronco de cone (80±10mm), sem a utilização aditivo plastificante, o 88 teor de Cl- em relação a água de amassamento (3%), e a concentração de NaCl na solução (2%) empregada nos ciclos de imersão e secagem. 6.3.1.2 Variáveis dependentes Nesta dissertação foram utilizadas como variáveis dependentes os parâmetros eletroquímicos de corrosão, como a densidade de corrente de corrosão (icorr) e o potencial de corrosão (Ecorr), que informam sobre o processo de corrosão das armaduras (ativo ou passivo), e a resistividade superficial do concreto (ρ). O tipo e o diâmetro do aço utilizado também foram considerados como variáveis dependentes, eis que foram empregados na pesquisa dois tipos de aço, o CA24 e o CA50, e dois diâmetros diferentes, de 5mm e de 25mm. 6.3.2 Equipamentos empregados O equipamento utilizado para o monitoramento dos parâmetros eletroquímicos foi o GECOR6 (Figura 6.9), que permite por meio de um método não destrutivo, medir a densidade de corrente de corrosão ( icorr), em μA/cm2, o potencial de corrosão (Ecorr) em relação ao eletrodo de cobre/sulfato de cobre, em mV, e a resistividade do concreto (ρ), em KΩ.cm. O GECOR6 fornece diversas vantagens, entre elas a sua facilidade de locomoção, com seu peso leve, a automatização, a capacidade de armazenamento, rapidez e confiabilidade, sendo considerado um equipamento com alto grau de confiabilidade. Em estudo realizado por diversos autores, como o de Andrade et al (2004), comparando os resultados obtidos com o GECOR com os obtidos com outros equipamentos, pode-se verificar uma ótima precisão desse equipamento. O equipamento possui três principais componentes: o medidor LG-ECM06, onde está à fonte de energia, os comandos, a tela de leitura dos resultados, as conexões de entrada e saída de dados, entre as quais está a de transmissão de dados ao computador; o sensor “A”, que tem o corpo de metil -metacrilato, possui dois eletrodos circulares de aço inoxidável, com diâmetros, interno/externo de 70/11 e 180/140 mm, respectivamente. O eletrodo interno (menor) funciona como contra eletrodo, e o eletrodo externo serve como um anel de guarda. Os eletrodos são posicionados de forma concêntrica com um eletrodo de Cu/CuS04 de referência localizado no centro para gravar o potencial da armadura, ERF1 . Dois eletrodos auxiliares adicionais de referência de Cu/CuSO4 usados para controlar o anel de 89 guarda estão posicionados entre o contra eletrodo e o anel de guarda a uma distância de 45 e 60 mm a partir do centro. Os potenciais medidos por estes dois eletrodos são referidos como EREF2 e ERF3 (Figura 6.10); e o sensor “B”, que permite obter a resistividade elétrica, a temperatura e a umidade relativa do ambiente. Medidor LG-ECM-06 Sensor B Figura 6.9 - Aparelho GECOR6 utilizado na obtenção das medidas eletroquímicas. A icorr calculada pelo GECOR6 foi obtida por meio da medida da resistência de polarização (Rp), ou polarização linear. Esta técnica faz uso direto da Lei de Ohm, determinando uma relação linear entre potencial de polarização e corrente. Onde Ep é o potencial de polarização, Ice é a corrente de polarização, e Ecorr é o potencial de corrosão ou diferença de potencial. A mudança de potencial é obtida pela técnica galvanostática, ou seja, uma corrente constante ( ICE) é aplicada e o potencial de resposta, ΔEp, é registrada após um determinado t empo. O Rp é calculado a partir da resposta potencial medido, ΔEp, corrigida para a resistência ôhmica (IR-drop). Para o cálculo do icorr, o instrumento iniciou o procedimento de medição registrando o potencial da armadura nos três eletrodos de referência localizados no sensor A (Figura 6.10). 90 Figura 6.10 - Desenho esquemático dos eletrodos de referência localizados no sensor A. Depois disso, um impulso de corrente curto é aplicado a partir do contra eletrodo. A partir da resposta de potencial medido, o instrumento calculou uma suposta corrente de contra eletrodo, a ICE, após a qual iniciou-se a medição do Rp. Durante a medição, a ICE é manteve-se constante, polarizando a armadura na direção catódica, enquanto que uma segunda corrente (IEE) foi aplicada a partir do anel de guarda, mantendo constante a diferença de potencial entre os dois eletrodos de referência auxiliares (EREF2 e EREF3). Um tempo de polarização de 100s foi usado como padrão. Uma vez que o instrumento operou em conformidade com a técnica de resistência de polarizacao linear galvanostática, a Rp foi calculada a partir da variação de potencial registrado (ΔEREF1), corrigido pela resistência ôhmica do cobrimento de concreto, devido a ICE aplicada (Equação 6.1). = Onde, Rp é a resistência de polarização (KOhm); ΔEp é a variação do potencial de polarização (mV); (Equação 6.1) ΔICE é a variação da corrente no contra eletrodo (µA). Com o conjunto do eletrodo e da técnica de confinamento utilizada, o aparelho determinou um comprimento de 105 mm de armadura a ser polarizada pela 91 ICE aplicada. A área de polarização, A, utilizada para o cálculo da icorr, pela Equação 6.2, foi determinada pelo usuário. Um valor constante de 26 mV foi utilizado para o fator de proporcionalidade B, sendo que esse valor podendo ser alterado pelo usuário. = Onde, . (Equação 6.2) icorr é a densidade de corrosão (µA/cm2); Rp é a resistência de polarização (KOhm); A é a área delimitada para medição (cm2) B é a constante de Stern (Geary,1957). 6.3.3 Procedimento de medida da icorr e Ecorr. A metodologia utilizada para a realização das medidas eletroquímicas de densidade de corrente de corrosão (icorr) e potencial de corrosão (Ecorr) é de fácil aplicação, conforme será demonstrado. Após a conexão dos cabos, colocou-se o anel de guarda (sensor A) em contato com a superfície do concreto, por meio de uma esponja umedecida, a fim de garantir um bom contato eletrolítico com a superfície do concreto. A esponja também ajudou a eliminar possíveis erros de leitura provocados por pequenas deformações superficiais do concreto (GEOCISA, 1993). Os três eletrodos de referência foram posicionados linearmente sobre a posição da armadura, ou seja, adjacentes à armadura. Feito isto, realizou-se uma conexão elétrica entre o aparelho e a armadura por meio de um cabo e um conector metálico. Em seguida, iniciou-se o manuseio do aparelho de forma digital, através de entrada e saída de dados (Figura 6.11). 92 Medidor LGEMC-06 Sensor “A” Esponja Conexão elétrica com a armadura Figura 6.11 – Utilização do GECOR6 no monitoramento da icorr e Ecorr. O procedimento de realização das medidas consistiu na seguinte sequência: a) Selecionar e manter a mesma posição de medida em relação à face do corpo-de-prova; b) Colocar o sensor “A” sobre a superfície do corpo-de-prova de forma que os três sensores de cobre/sulfato de cobre estejam alinhados linearmente sobre a posição da armadura. c) Verificar criteriosamente todas as conexões do equipamento e entre o equipamento e o corpo-de-prova, garantindo-se que o circuito esteja fechado; d) Permitir o contato eletrolítico entre a superfície do corpo-de-prova e o sensor “A”, a fim de garantir o fechamento do circuito. Para tanto, recomenda-se umedecer uma esponja e colocá-la entre a superfície do sensor “A” e a superfície do concreto. 6.3.4 Procedimento de medida da resistividade superficial do concreto A resistividade elétrica do concreto exerce papel importante na iniciação e, principalmente, na propagação da corrosão. Na fase de propagação da corrosão das armaduras, a resistividade do concreto e a difusão do oxigênio são fatores determinantes da dinâmica do processo de corrosão. O monitoramento da resistividade elétrica com a utilização do GECOR6 é descrito na sequência. 93 Após a conexão dos cabos, colocou-se o sensor “B” sobre a superfície do concreto, na região da armadura. O contato eletrolítico foi obtido por meio de uma esponja umedecida, como demonstrado na Figura 6.12. Realizou-se uma conexão elétrica entre o aparelho e a armadura por meio de um cabo e um conector metálico e iniciou-se o manuseio do aparelho de forma digital, através de entrada e saída de dados. Medidor LGEMC-06 Sensor “B” Esponja Conexão elétrica com a armadura Figura 6.12 - Utilização do GECOR 6 no monitoramento da resistividade elétrica do concreto. 6.4 AVALIAÇÕES REALIZADAS A análise dos resultados obtidos nos itens 6.4.1 e 6.4.2 possibilitou a discussão sobre a resistência à corrosão dos aços CA24, em relação ao CA50, e a resistência à corrosão de aços de mesma característica químicas, porém com diâmetros diferentes. 6.4.1 Avaliação da resistência dos aços à corrosão devido à presença de cloretos na água de amassamento. Logo após a moldagem dos corpos-de-prova foi realizado um acompanhamento das medidas eletroquímicas da armadura por meio das medidas de densidade de corrente de corrosão (icorr) e do potencial de corrosão (Ecorr). A corrosão do aço era esperada, uma vez que se adicionou 3% de cloreto de sódio na água de amassamento do concreto. O processo de avaliação da resistência dos aços à corrosão, devido à presença de cloretos na água de amassamento, está esquematizado na Figura 6.13. 94 Os corpos-de-prova foram monitorados desde a moldagem até rompimento, conforme esquematizado na Figura 6.13. Após o rompimento, foi verificado o grau e tipo de corrosão ocorrida nas barras de aço, aferição de seus pesos e diâmetros, para o cálculo da perda de massa gravimétrica que é realizada segundo a Equação 6.3. = Onde: é a perda de massa gravimétrica (mg); é a massa inicial da armadura após a limpeza (mg); (Equação 6.3) é a massa final da armadura após ensaio e nova limpeza (mg). A perda de massa gravimétrica (ΔMg) foi comparada com a perda de massa eletroquímica (ΔMe). A ΔMe foi obtida através do somatório das áreas dos trapézios situadas abaixo da curva da icorr em função do tempo (It), com a aplicação da Equação 6.4. = + 2 .( ) (Equação 6.4) Onde: It é a área situada abaixo da curva de icorr (µA/cm2). if a intensidade de corrente final ii a intensidade de corrente inicial tf o tempo final ti o tempo inicial Introduzido o valor de It em µA/cm2 na formula da Lei de Faraday, obtémse o valor da perda de massa eletroquímica – ΔMe (Equação 6.5). = , . (Equação 6.5) 95 Onde: ΔMe é a perda de massa eletroquímica (mg/cm 2); 0,025 é uma constante da Lei de Faraday; It é a área situada abaixo da curva de icorr (µA/cm2). Figura 6.13 - Esquema da avaliação de resistência dos aços á corrosão devido à presença de cloretos na água de amassamento. 6.4.2 Avaliação da resistência dos aços à corrosão devido a ciclos de imersão em solução com NaCl. Após a realização da desmoldagem dos corpos-de-prova, estes foram monitorados até o rompimento. Somente após a comprovação do estado passivo das armaduras é que os ciclos de imersão em solução com cloretos e secagem se iniciaram. A despassivação da armadura demora algum tempo, uma vez que os íons Cl- penetram aos poucos no concreto. O processo de avaliação dos aços à corrosão, devido aos ciclos periódicos de imersão em solução de NaCl e secagem, está esquematizado na Figura 6.14. Os corpos-de-prova foram monitorados desde a desmoldagem até o rompimento (Figura 6.15), conforme esquematizado na Figura 6.14. Após o rompimento, foi verificado o grau e tipo de corrosão ocorrida nas barras de aço, e a 96 aferição de seus pesos e diâmetros para a determinação da perda de massa gravimétrica (ΔMg). Figura 6.14 - Esquema da avaliação de resistência dos aços à corrosão devido a ciclos de imersão em solução com NaCl. A perda de massa gravimétrica (ΔMg) foi comparada com a perda de massa eletroquímica (ΔMe). A ΔMg e a ΔMe foram obtidas através das Equações, 6.3 e 6.5 citadas no item 6.4.1. Figura 6.15 - Rompimento dos corpos-de-prova 97 7 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS Neste capítulo serão apresentados e analisados os resultados obtidos na metodologia descrita no Capítulo 6. Inicialmente são expostos os resultados obtidos da caracterização dos materiais utilizados na fabricação dos corpos-de-prova, bem como sobre suas propriedades mecânicas e composição química. Posteriormente são apresentados os resultados obtidos no monitoramento eletroquímico das armaduras a fim de determinar a resistência dos aços à corrosão devido ao ataque de cloretos, verificando, ainda, a influência do tipo e do diâmetro do aço no processo de passivação e despassivação da armadura. Em seguida são correlacionadas as variáveis dependentes provenientes do monitoramento eletroquímico de densidade de corrente, diferença de potencial e resistividade superficial do concreto para cada diâmetro e classe de aço. Por fim, apresentam-se os resultados de perda de massa eletroquímica, os quais são comparados com as perdas de massa gravimétrica. 7.1 CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS 7.1.1 Caracterização do cimento Com o apoio do laboratório do Instituto Federal de Goiás (IFG) foram realizados os ensaios de caracterização do cimento utilizado na pesquisa. O cimento utilizado na pesquisa foi o CP II Z-32 da marca Cimento Tocantins S.A.. Na Tabela 7.1 observam-se as propriedades físicas do cimento empregado, e os requisitos de desempenho da NBR 11578 (ABNT, 1991). 98 Tabela 7.1 - Propriedades físicas do cimento. PROPRIEDADES Massa Específica (g/cm3) Finura (NBR 11579:2012) Tempo de Pega (NBR 11581) Resistência à Compressão (MPa) NBR 7215 Resíduo na peneira 200 (%) Início de (horas:minutos) 3 dias 7 dias 28 dias pega Valores Encontrados 3,05 2,9 2:00 4:00 18,1 23,5 33,2 Valores Limites ≤ 12 ≥ 1 hora ≤ 10 horas ≥ 10 ≥ 20 ≥ 32 Fim de pega (horas:minutos) Os resultados obtidos revelam que o cimento atendia as exigências mínimas estabelecidas pela NBR 11578 (ABNT, 1991). 7.1.2 Caracterização do agregado graúdo A Tabela 7.2 mostra os resultados obtidos da caracterização das propriedades físicas do agregado graúdo. Os ensaios foram realizados no laboratório do Instituto Federal de Goiás (IFG), segundo a NBR NM248 (ABNT, 2003). Tabela 7.2 – Propriedades físicas do agregado graúdo. Abertura das Massas peneiras (mm) retidas (g) 12,7 0,0 9,5 540,0 6,3 2940,0 4,75 660,0 Fundo 860,0 Diâmetro máximo Módulo de finura Massa unitária (NBR MN45:2006) Massa específica aparente Porcentagem retida 0,0% 10,8% 58,8% 13,2% 17,2% Porcentagem retida acumulada 0,0% 10,8% 69,6% 82,8% 100% 12,5 mm 5,92 mm 1,64 Kg/dm3 2,78 Kg/dm3 Os resultados obtidos revelam que o agregado graúdo (brita) atendia as exigências mínimas estabelecidas pela NBR NM248 (ABNT, 2003). 99 7.1.3 Caracterização do agregado miúdo Foram utilizadas as normas NBR NM248 (ABNT, 2003) para a realização dos ensaios de caracterização do agregado miúdo realizados no laboratório do Instituto Federal de Goiás (IFG). Os resultados deste ensaio são apresentados na Tabela 7.3. Tabela 7.3 – Propriedades físicas do agregado miúdo Abertura das peneiras Massas (mm) retidas (g) 4,75 27,16 2,36 24,92 1,28 36,43 0,60 59,40 0,30 114,00 0,15 155,03 Fundo 83,06 Totais 500,00 Diâmetro máximo Módulo de finura Massa unitária (NBR MN45:2006) Massa específica aparente Porcentagem retida 5,43% 4,98% 7,29% 11,88% 22,80% 31,01% 16,61% 100% 4,75 mm 2,44 mm 1,52 Kg/dm3 2,63/dm3 Porcentagem retida acumulada 5,43% 10,42% 17,70% 29,58% 52,38% 83,39% 100,00% Os resultados obtidos revelam que o agregado miúdo (areia) atendia as exigências mínimas estabelecidas pela NBR NM248 (ABNT, 2003). 7.1.4 Resistência do concreto à compressão Foram realizados ensaios para verificar a resistência à compressão dos corpos-de-prova moldados com 3% de NaCl na água de amassamento em relação a massa de cimento e corpos-de-prova fabricados sem cloretos. Os ensaios foram realizados no Laboratório de Materiais de Construção da EEC da UFG. O traço utilizado para a confecção dos corpos-de-prova é citado no Item 6.2.1 deste trabalho. Para a realização do ensaio, foram rompidos 2 corpos-de-prova de cada tipo nas idades de 7 e 28 dias, como apresentado na Tabela 7.4. 100 Tabela 7.4 - Resultados dos ensaios de resistência à compressão em corpos-deprova cilíndricos. Tensão de Contaminação CP Idade (dias) (MPa) compressão Tensão de compressão média (MPa) 1 7 Com 3% de NaCl na água de amassamento 15,4 16,6 17,8 16,7 28 17,6 18,5 16,8 7 17,5 18,1 17,9 28 18,5 19,1 2 1 2 1 2 Sem NaCl 1 2 Os resultados encontrados de resistência à compressão foram abaixo do esperado, principalmente pelo consumo de cimento de 400Kg/cm 3, porém não interferiram nas discussões e nas conclusões da pesquisa, uma vez que isso apenas diminuiu o tempo de despassivação da armadura e contribuiu na aceleração dos processos corrosivos. A dissertação não teve como objetivo o estudo da influência do traço do concreto e de sua resistência à compressão no processo de iniciação e propagação da corrosão da armadura. Portanto, as características dos insumos do concreto, o traço e as características do concreto foram consideradas como variáveis independentes. Foi verificado nos resultados apresentados na Tabela 7.4 que os corposde-prova que continham NaCl em sua composição obtiveram valores inferiores de resistência à compressão se comparados aos sem NaCl. Pesquisas conduzidas por Luz (1999) no estudo da resistência à compressão para concretos com adições de NaCl em diferentes porcentagens, mostram comportamentos similares aos encontrados, onde a resistência à compressão diminuiu com a adição de cloreto de sódio no concreto. 101 Segundo Luz (1999), uma possível explicação para este comportamento, deve-se à interferência do NaCl na cristalização dos produtos de hidratação. Segundo o autor, tem-se conhecimento que o C3A é consumido, inicialmente, na formação da etringita, responsável pela resistência do concreto. Com a adição de NaCl na preparação do concreto, este tende a reagir com o C 3A, formando o sal Friedel, e, consequentemente, diminuindo a resistência à compressão do concreto. O slump do concreto utilizado na fabricação dos corpos-de-prova isentos de cloreto foi de 75 mm, e dos corpos-de-prova moldados com 3% de NaCl na água de amassamento foi de 76mm. Estes valores estão dentro do previsto conforme descrito no Item 6.2.1. O leve efeito de aceleração das reações de hidratação nas primeiras idades do concreto, e, consequentemente, um maior grau de resistência dados pela adição de NaCl, reportado em outros trabalhos, como o de MUNIZ (1996) e LUZ (1999), não foi observado, devido a não realização de ensaios de rompimento nos corpos-de-prova com idades de 1 e 3 dias. 7.1.5 Caracterização das armaduras Foram utilizadas no experimento barras de aço carbono de classificação CA24 e CA50 de diâmetro nominal de 5mm e 25mm. Para a caracterização das armaduras, foram feitos ensaios de metalografia e composição química, ensaios de caracterização física de dureza e ensaios mecânicos para caracterização das propriedades de tensão de escoamento, de ruptura, alongamento e dobramento. 7.1.5.1 Metalografia O ensaio de metalografia foi realizado pela empresa TORK – Controle Tecnológico de Materiais Ltda., situada no Rio de Janeiro, e teve como objetivo visualizar a microestrutura do aço. Todas as amostras foram preparadas conforme ASTM E3 (ASTM, 2007). Foi realizada a metalografia do aço CA24 e do aço CA50 de diâmetros de 5mm e 25mm. Em todas as amostras foram realizadas uma microfotografia do núcleo da barra de aço e de dois pontos próximos da superfície externa conforme mostram as Figuras 7.1, 7.2, 7.3 e 7.4. 102 25µm 25µm 25µm Figura 7.1 – Metalografia do aço CA24 com bitola de 5mm. 25µm 25µm 25µm Figura 7.2 – Metalografia do aço CA24 com bitola de 25mm. 25µm 25µm 25µm Figura 7.3 – Metalografia do aço CA50 com bitola de 5mm. 103 25µm 25µm 25µm Figura 7.4 – Metalografia do aço CA50 com bitola de 25mm. A metalografia do aço CA24 revelou que a estrutura próxima da superfície da barra (borda), e de sua estrutura central (núcleo), permaneceu a mesma nas duas bitolas, conferindo, assim, uma homogeneidade à barra. No ensaio metalográfico do aço CA24, foi encontrada uma microestrutura de ferrita e perlita com tamanho de grãos férricos no 8 para o aço de diâmetro de 5mm (Figura 7.1), e de tamanho no 11 para o aço de diâmetro de 25mm. (Figura 7.2). Essa diferença de dimensão do grão confere ao aço CA24, de diâmetro maior, uma quantidade superior de ferrita, em relação ao aço de menor diâmetro. Segundo Colpaert (2008), a ferrita é a estrutura mais mole e o mais maleável do aço, apresentando-se como o seu principal constituinte. Isto explica os baixos resultados de dureza encontrados na Tabela 7.6 para o aço CA24 de 25mm em relação ao mesmo tipo de aço com diâmetro inferior. O resultado da metalografia do aço CA50 com espessura de 5mm mostrou-se semelhante à do aço CA24 de 5mm, ou seja, uma microestrutura constituída de carbonetos dispersos na matriz e de ferrita e perlita com tamanho de grão também igual a 11. Constatou-se, ainda, na análise metalográfica, que o aço CA50 de diâmetro de 25mm, apresentou dois tipos de microestruturas. A primeira, localizada em seu núcleo, constituída de uma matriz perlítica com redes de ferrita. A perlita é formada a partir de uma mistura eutetóide de duas fases, ferrita e cementita, sendo mais dura e resistente que a ferrita, porém mais branda e maleável que a cementita. 104 Esse resultado é compatível ao encontrado na Tabela 7.6, onde o grau de dureza no núcleo do aço CA50 de diâmetro de 25mm, é superior ao do aço CA24 de diâmetro de 5mm e 25mm, e ao do aço CA50 de 5mm, que possuem uma estrutura de ferrita – perlita. A segunda microestrutura encontrada é a do tipo martensítica, localizada próximo a borda da barra de aço. Krauss (1990) explica que o aparecimento de uma microestrutura martensítica é usualmente decorrente ao efeito do resfriamento rápido empregado no metal, sendo que os átomos de carbono ficam presos em octaédricos de uma estrutura CCC (cúbica de corpo centrado), produzindo assim uma nova fase, a martensita. A transformação da microestrutura em martensita ocorre continuamente com o decréscimo da temperatura durante o resfriamento ininterrupto. A martensita tem elevado índice de dureza, o que explica os resultados obtidos na Tabela 7.6. 7.1.5.2 Composição química Na sequência, foi realizado pela empresa TORK – Controle Tecnológico de Materiais Ltda., o ensaio de composição química por espectrometria de emissão óptica conforme a norma ASTM E415 (ASTM, 2008), onde os elementos ferro, carbono, silício, manganês e fósforo foram quantificados em cada amostra de barra e expostos na Tabela 7.5. Tabela 7.5 – Composição química das barras de aço CA24 e CA50. Classificação e Diâmetro do Aço Amostra Ferro Elementos Químicos (%) CA24 (5mm) CA24 (25mm) CA50 (5mm) CA50 (25mm) 1 99,100 0,079 0,073 0,322 0,037 2 99,300 0,094 0,080 0,288 0,069 1 98,900 0,171 0,150 0,440 0,018 2 99,400 0,077 0,080 0,305 0,028 1 98,100 0,264 0,248 0,950 0,018 2 97,900 0,248 0,184 0,815 0,025 1 98,500 0,281 0,137 0,620 0,074 2 98,400 0,295 0,148 0,751 0,025 Carbono (%) Silício (%) Manganês (%) Fósforo (%) 105 A análise da composição química das armaduras revelou mais que o dobro do índice de carbono na estrutura do aço CA50 quando comparadas ao aço CA24, o que exerce significativa influência em suas propriedades mecânicas. Os teores de manganês no aço CA50 também foram superiores em relação aos do CA24. Os teores de fosforo e silício são muito próximos entre as duas classes de aço. A amostra de aço CA50 de 25mm obteve o maior percentual de carbono em sua composição. Quanto maior o teor de carbono no aço, maior será a dureza do material, afirma Colpaert (2008). O autor, afirma ainda que, uma quantidade superior de carbono contribui para uma maior formação de cementita (Fe 3C), um componente duro e pouco dúctil. Colpaert (2008) ainda declara que a quantidade de carbono no aço também influência em sua ductibilidade e em seu alongamento. De acordo com o autor, quanto maior o teor de carbono no aço, menor será a ductibilidade e o alongamento do material. Essas afirmativas são confirmadas quando se comparam os teores de carbono apresentados na Tabela 7.5, das duas classes de aços, CA24 e CA50, e seus respectivos resultados de dureza (Tabela 7.6), ductibilidade e alongamento (Tabela 7.7). Devido à menor quantidade de carbono encontrado no aço CA24, este apresenta maior ductibilidade e menor grau de dureza em relação ao aço CA50, que possui maior teor de carbono. 7.1.5.3 Dureza Para quantificar a dureza do material, foi realizado o ensaio de dureza Vickers, que consiste na aplicação de uma determinada carga (P) em um penetrador bastante duro, o qual está em contato com a superfície do material a ser testado. No caso da dureza Vickers, utiliza-se um penetrador de diamante com a forma de uma pirâmide quadrangular. As dimensões da marca de penetração (indentação) deixadas na superfície do material são aferidas com o uso de microscópio. A partir destas dimensões é calculada a área superficial da indentação. O cálculo da dureza Vickers (VHN) é definido como a carga aplicada (P) dividida pela área superficial da indentação (A), conforme Equação 7.1. 106 = 1,854. (Equação 7.1) Onde: VHN é o número de dureza e Vickers; P é a carga aplicada em Kgf e A é a área superficial da indentação em mm2 Os resultados encontrados nesse experimento estão expostos na Tabela 7.6. Os ensaios de dureza foram realizados no Laboratório de Caracterização de Materiais do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade de Brasília (UnB). Tabela 7.6 - Resultado do ensaio de dureza Vickers. DUREZA VICKERS (HV1) AMOSTRA 1 CA24 – 5mm (centro) CA24 – 25mm (centro) CA24 – 25mm (borda) meio CA50 – 5mm (centro) CA50 – 25mm (centro) CA50 – 25mm (borda) 173,5 137,1 144,2 260,1 184,5 308,1 AMOSTRA 2 173,8 138,2 144,3 260,4 184,5 308,2 AMOSTRA 3 174,0 137,4 144,0 261,0 184,3 308,0 Segundo os resultados encontrados na Tabela 7.6, as amostras do aço CA50 obtiveram resultados de dureza superiores aos do aço CA24, valores estes, segundo Colpaert (2008), justificados pela maior quantidade de carbono encontrada em sua composição química, conforme apresentado na Tabela 7.5. Os maiores valores de dureza observados estão localizados na borda do aço CA50 com bitola de 25mm. Esse resultado é reflexo da alta dureza da microestrutura martensítica encontrada na borda do aço CA50, conforme o ensaio metalográfico apresentado no Item 7.1.5.1. A dureza do núcleo dessa barra é mais baixa devido a sua estrutura ser constituída de uma matriz perlítica (Figura 7.4), que, 107 por sua vez, é mais dura que as do aço CA24, formadas a partir de uma microestrutura de ferrita e perlita (Figuras 7.1 e 7.2). Quando se comparam as amostras de 5mm e 25 mm do aço CA24, verificam se que as amostras de 5mm obtiveram resultados de dureza superiores às de bitola de 25mm, mesmo possuindo a mesma microestrutura de ferrita e perlita. A possível explicação para esse resultado é a quantidade superior de ferrita encontrada no aço CA24 de 25mm. 7.1.5.4 Propriedades mecânicas Para a determinação das propriedades mecânicas do aço CA50, conforme previsto na NBR 7480 (ABNT, 2007), foram realizados os ensaios de tração segundo a NBR ISO 6892 (ABNT, 2013) e o ensaio de dobramento segundo a NBR 6153 (ABNT, 1988). Contudo, para o aço CA24 foram utilizadas as normas da data de sua fabricação, ou seja, a determinação das propriedades mecânicas, conforme previsto na NBR 7480 (ABNT, 1939). Tabela 7.7 – Propriedades mecânicas dos aços CA24 e CA50 Classe do Aço CA24 CA24 CA50 CA50 Limite de Limite de Diâmetro Comprimento Alongamento escoamento resistência (mm) (mm) em 10ɸ (%) (MPa) (MPa) 5 500 373 544 24 25 500 385 423 20 5 500 815 848 10 25 500 700 750 10 Dobramento a 180o Ok Ok Ok Ok Conforme os resultados da Tabela 7.7, as armaduras estudadas atendem perfeitamente aos requisitos de escoamento, resistência à tração, alongamento e dobramento, estabelecidos pela NBR 7480 (ABNT, 2007), para o aço CA50, e NBR 7480 (ABNT, 1939) para o aço CA24. Os resultados encontrados na Tabela 7.7, mostram que os aços CA50 possuem valores de resistência à tração superiores que aos dos aços CA24. Esta maior resistência à tração encontrada no aço CA50 é explicada devido a maior presença de carbono em sua composição química (Tabela 7.5). Contudo, verifica-se também, que devido a esse maior teor de carbono nas barras de aço de CA50, é 108 constatada uma menor ductibilidade do material, ou seja, o aço CA50 em comparação ao aço CA24 apresenta valores de alongamento inferiores, deformando menos. O aço que obteve maior porcentagem de alongamento foi o aço CA24 de diâmetro de 5mm, que por sua vez foi o que possuía o menor teor de carbono em sua composição. 7.2 RESISTÊNCIAS DOS AÇOS À CORROSÃO DEVIDO AOS CLORETOS Foi avaliado o desempenho frente à corrosão de aço das classes CA24 e CA50, com diâmetros de 5mm e 25mm, dando ênfase à busca de informações sobre as fases de passivação e de propagação da corrosão de cada situação avaliada. Os corpos-de-prova prismáticos, definidos conforme o Item 6.2, foram expostos ao ataque de cloretos de duas maneiras: misturados na água de amassamento, com concentração de 3% de NaCl em relação à massa de cimento; ou por meio de ciclos de 2 dias de imersão em solução com concentração de 2% de cloreto de sódio e 5 dias em processo de secagem. Para a avaliação da corrosão, os corpos-de-prova foram monitorados eletroquimicamente pelo equipamento GECOR6, citado no Item 6.4, sendo utilizadas as medidas de densidade de corrente de corrosão (icorr), diferença de potencial de corrosão (Ecorr) e resistividade superficial do concreto (ρ), durante um período de 210 (duzentos e dez) dias. Para o estudo da influência do diâmetro na corrosão para um mesmo tipo de aço, foram utilizados os valores de intensidade de corrosão (Icorr - µA) ao invés dos valores de densidade de corrosão (icorr - µA/cm2). Os valores de intensidade de corrosão foram calculados através da divisão do icorr encontrados no monitoramento pela área da seção do aço correspondente. A conversão realizada para Icorr (µA) teve como objetivo melhor identificar a barra que obteve maior perda proporcional de massa, uma vez que as regiões anódicas, produzidas durante a exposição aos cloretos, possuem áreas muito menores que as áreas avaliadas, tanto nas barras de 5mm de diâmetro, quanto nas de 25mm. 109 7.2.1 Influência do tipo do aço na resistência a corrosão a) Densidade de corrente de corrosão (icorr). Os resultados das Figura 7.5 e 7.6 comparam o icorr de corpos-de-prova com diferentes tipos de aços de mesmo diâmetro, e que sofreram, depois de constada a passivação da armadura, ciclos de imersão e secagem em solução de cloreto de sódio com 2% de concentração. 10 Processo de Passivação Início dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão icorr (µA/cm2) 1 0,1 0,01 0 30 60 CA50 5mm 90 120 150 CA24 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.5 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 de 5mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. A maior medida de densidade de corrente de corrosão nas primeiras idades dos corpos-de-prova, mostradas nas Figuras 7.5 e 7.6, são causadas pelo processo de formação da película passivadora na armadura. A partir do momento em que se inicia o processo de formação desta película, a densidade de corrente diminui gradualmente até atingir valores de icorr inferiores a 0,1µA/cm2. Nesse momento, pode-se dizer que a armadura se encontra em estado passivado. Pode-se observar que a película passivadora é formada mais rapidamente no aço de maior diâmetro, onde obteve-se valores iniciais de icorr inferiores aos do aço de bitola de 5mm. 110 10 Processo de Passivação Início dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão icorr (µA/cm2) 1 0,1 0,01 0 30 60 CA50 25mm 90 120 150 CA24 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.6 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 de 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. Após 90 dias da moldagem dos corpos-de-prova, e constada a passivação da armadura dos mesmos, são iniciados os ciclos de imersão em solução salina. Observa-se que os valores de icorr se elevam a valores superiores a 0,1µA/cm2, dando início ao processo de corrosão. A oscilação da densidade de corrente na fase de propagação do processo de corrosão ocorre devido à alternância de imersão e secagem dos corpos-de-prova, o que resulta em uma alteração cíclica da resistividade do concreto, conforme mostra as Figuras 7.13 e 7.14. Pode-se constatar, ainda, que após iniciado os ciclos de imersão e secagem, os valores de icorr das armaduras de aço CA50, independente do diâmetro, são superiores aos encontrados nas armaduras de aço CA24. As Figuras 7.7 e 7.8 comparam os resultados obtidos do icorr de corposde-prova com diferentes tipos de aço em concreto contaminado com cloreto, na água de amassamento. Desde a moldagem até 145 dias, os corpos-de-prova permaneceram em umidade de 55±15% e, depois, até 210 dias, sofreram ciclos de imersão em água potável e secagem. 111 Início do Ciclo (Água Potável) 10 Câmara Úmida - 55% icorr (µA/cm2) 1 0,1 0,01 0 30 60 CA50 5mm 90 120 150 CA24 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.7 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Início do Ciclo (Água Potável) 10 Câmara Úmida - 55% icorr (µA/cm2) 1 0,1 0,01 0 30 60 CA50 25mm 90 120 150 CA24 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.8 – Densidade de corrente de corrosão versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Os resultados da densidade de corrente de corrosão nas primeiras idades dos corpos-de-prova, contaminados com cloreto na água de amassamento, registrados nas Figuras 7.7 e 7.8 revelam, inicialmente, elevados valores de icorr. Estes elevados valores de icorr são devidos à presença de Cl na água de 112 amassamento, que não permitem a formação da camada passivadora. Com o passar do tempo, devido à secagem dos corpos-de-prova em ambiente com 55% de umidade relativa, o icorr decresce até valores próximos 0,1µA/cm 2. As Figuras 7.15 e 7.16 mostram que a resistividade foi o fator controlador da icorr, uma vez que a resistividade foi aumentando à medida que o concreto foi perdendo água para o meio ambiente, atingindo cerca de 50KΩ.cm para os corpos -de-prova com armadura de diâmetro de 5mm e 40kΩ.cm para os corpos-de-prova com armaduras de diâmetro de 25mm. Nota-se que a resistividade dos corpos-de-prova sem Cl na água de amassamento (Figuras 7.13 e 7.14), armazenados nas mesmas condições (55% de umidade relativa), em um período menor (90 dias), registra valores de resistividade superiores a 70kΩ.cm (Figura 7.13) para os corpos-de-prova com armaduras de diâmetro de 5mm, e em torno de 60kΩ.cm (Figura 7.14) para os corpos-de-prova com armaduras de diâmetro de 25mm. A higroscopicidade dos sais, no caso NaCl, foi corresponsável pela maior retenção de água no interior dos corpos-de-prova feitos com Cl na água de amassamento, o que não deixou a resistividade aumentar tanto, como nos corposde-prova sem Cl , conseguindo, assim, manter uma baixa atividade no processo corrosivo, segundo os critérios apresentados por DURAR (1997), mostrados na Figura 4.2. Os valores registrados de icorr permaneceram em torno de 0,1µA/cm2 conforme as Figuras 7.7 e 7.8. Após 145 dias da moldagem dos concretos contaminados com cloreto, são iniciados os ciclos de molhagem e secagem em água potável (Figura 7.7 e 7.8). Estes ciclos tiveram como finalidade a aceleração do processo de corrosão, uma vez que a umidade de 55% não foi suficiente para promover valores de icorr que obtivessem uma velocidade significativa do processo de corrosão. Porém, quando iniciados os ciclos, nota-se que os índices de icorr se elevam para valores bem superiores a 0,1µA/cm2, garantindo, assim, uma velocidade mais acentuada do processo de corrosão. Isso ocorreu devido à diminuição da resistividade do concreto, conforme mostram as Figuras 7.15 e 7.16. 113 Pode-se observar que, após iniciado os ciclos de molhagem e secagem, as armaduras com aço CA50 obtiveram valores de icorr superiores aos de armadura de aço CA24, tanto na bitola de 5mm quanto na bitola de 25mm. Estes resultados foram observados tanto nos corpos-de-prova que sofreram ataques de íons cloro por meio de ciclos de imersão em solução com NaCl, quanto nos corpos-de-prova que possuíam concreto contaminado com NaCl na água de amassamento. É valido observar também, como mostrado na Figura 7.35, que as barras de aço de CA50, envoltas em concreto contaminado com cloreto em sua fabricação, obtiveram maiores perdas de massa eletroquímica, quando comparadas às barras de aço CA24 de mesmo diâmetro. b) Diferença de Potencial de Corrosão (Ecorr) Os resultados das Figuras 7.9 e 7.10 comparam o Ecorr dos corpos-deprova com diferentes classes de aços de mesmo diâmetro. Depois de constada a passivação das armaduras, estes corpos-de-prova passaram por ciclos de imersão em solução de cloreto de sódio com 2% de concentração e secagem. -100 Processo de Passivação -150 -200 Diferença de Potencial em mV Inicio dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão Probabilidade menor que 5% -250 -300 -350 -400 -450 -500 -550 -600 0 30 60 CA50 5mm Probabilidade de 50% Probabilidade maior que 95% 90 120 150 CA24 5mm Tempo em dias 180 210 Figura 7.9 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. 114 -100 -150 -200 Diferença de Potencial em mV Processo de Passivação Início dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão Probabilidade menor que 5% -250 -300 -350 -400 -450 -500 Probabilidade de 50% -550 -600 0 30 60 CA50 25mm Probabilidade maior que 95% 90 120 150 CA24 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.10 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. Os potenciais limites para indicar a probabilidade de corrosão, presentes nos gráficos da Figura 7.9 até a Figura 7.12, são estabelecidos conforme a ASTM C 876 (ASTM, 2009), apresentados na Tabela 4.1. Os baixos valores de Ecorr registrados nas primeiras idades dos corposde-prova das Figuras 7.9 e 7.10 identificam a formação da película de passivação na superfície da armadura. Após um período com registros de Ecorr significativamente negativos, a diferença de potencial do aço, em relação ao eletrodo de referência de Cu/CuSO4, começa a aumentar gradualmente. Este aumento da diferença de potencial é decorrente da formação gradual da película passivadora na superfície da armadura (fase de passivação da armadura). Após 90 dias de monitoramento, as armaduras apresentaram valores de Ecorr superiores a -200µV, ou seja, possuíam uma probabilidade de corrosão menor que 5% (ASTM C-876, 2009). Estes valores de Ecorr encontrados mostram que houve a completa passivação da armadura de aço. São então iniciados, neste momento, os ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e de secagem. 115 Ao iniciar os ciclos de imersão em solução com NaCl, os valores de Ecorr de ambos os aços se reduz a valores inferiores a -350mV, apresentando, assim, uma probabilidade de corrosão maior que 95%. Pode-se dizer que, neste momento, ocorre a despassivação das armaduras e inicia-se o processo de propagação da corrosão. Os valores de potencial de corrosão das barras sofrem variação durante todo o processo de propagação, apresentando valores mais ou menos negativos. Os valores de potencial menos negativo, foram obtidos após os ciclos de secagem, devido à redução do volume de eletrólito, com consequente aumento da resistividade (Figuras 7.13 e 7.14). Estudos desenvolvidos por Lara (2003) confirmam esse comportamento. Os resultados obtidos por esta autora mostraram uma correlação inversamente proporcional entre o potencial de corrosão e o teor de umidade do concreto, significando que, o aumento de teor de umidade implica uma diminuição do potencial de corrosão medido na armadura. Ao comparar os valores de diferença de potencial das armaduras com mesmo diâmetro, após iniciado os ciclos de molhagem e secagem, nota-se que os valores de Ecorr das armaduras de aço CA50 são mais negativos (inferiores) que as do aço CA24. É interessante ressaltar que, o aço CA50 possui em sua composição química, conforme mostrado na Tabela 7.5, uma quantidade superior de carbono, quando comparado ao aço da classe CA24 de mesma bitola. É bom lembrar também que, devido a essa maior quantidade de carbono em sua composição química, há uma maior formação de perlita, conforme exposto no Item 7.1.5.1. A perlita, como dito no Item 5.3.1.4, é formada a partir de uma mistura eutetóide de duas fases, a ferrita e a cementita, sendo esta ultima portadora de propriedades ferromagnéticas conforme exposto no Item 5.3.1.3. Isso sugere que, talvez devido a essas propriedades eletromagnéticas, o Ecorr das barras de aço é superior nas barras da classe CA50, quando comparado ao das barras de aço da classe CA24. As Figuras 7.11 e 7.12 comparam os resultados obtidos do Ecorr de corpos-de-prova com diferentes tipos de aço em concreto contaminado com 3% de NaCl, adicionados na água de amassamento, e que permaneceram em câmara com umidade de 55±15% durante um período de 145 dias. Após esse período, os corposde-prova sofreram ciclos de imersão em água potável e secagem. 116 -100 Diferença de Potencial em mV Início dos Ciclos (Água Potável) -150 -200 Câmara Úmida - 55% Probabilidade menor que 5% -250 -300 -350 -400 -450 -500 -550 -600 Probabilidade de 50% Probabilidade maior que 95% 0 30 60 CA24 5mm 90 120 150 CA50 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.11 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Ao analisar o gráfico da diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 de diâmetro de 5mm, em concreto contaminado (Figura 7.11), podese constatar que os valores de diferença de potencial permaneceram inferiores 350mV em todo o processo, conferindo, assim, uma probabilidade de corrosão de 95% de acordo com a ASTM C-876 (ASTM, 2009). Este resultado demostra que não houve a formação da película passivadora na armadura de aço em nenhum instante. Os valores de potencial de corrosão, antes do início dos ciclos de imersão em água potável e secagem dos corpos-de-prova, encontrados nas armaduras de aço de CA24 de 5mm, são ligeiramente maiores que nas armaduras de aço de CA50 de mesmo diâmetro. Contudo, após iniciado os ciclos, percebe-se uma diferença mais acentuada no comportamento dos valores de diferença de potencial entre os dois tipos de aço. As armaduras de aço CA50 de 5mm obtiveram valores de Ecorr mais negativos (inferiores) do que os do aço CA24. O mesmo comportamento foi observado nas Figuras 7.7 e 7.8, ao se comparar a densidade de corrente de aços de classes diferentes com mesmo diâmetro. 117 Comparando a diferença de potencial dos aços CA24 e CA50 de diâmetros de 25mm, em concreto contaminado com NaCl, percebe-se que ambas as armaduras possuem valores iniciais de Ecorr inferiores a -350mV. Com o passar do tempo, eles diminuem para valores entre -220mV e -350mV, conferindo, assim, uma probabilidade de corrosão de 50% de acordo com ASTM C-876 (ASTM, 2009). Apesar disso, a análise conjunta dos valores de Ecorr (Figura 7.12) com do icorr (Figura 7.8) e com os valores de resistividade (Figura 7.16) mostra que as armaduras estavam despassivadas e com baixa atividade corrosiva, devido ao controle resistivo do processo de transporte iônico no eletrólito. Início dos Ciclos (Água Potável) -100 -150 Diferença de Potencial em mV Câmara Úmida - 55 % -200 -250 -300 Probabilidade menor que 5% Probabilidade de 50% -350 -400 -450 -500 -550 -600 0 30 60 CA24 25mm Probabilidade maior que 95% 90 120 150 CA50 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.12 – Diferença de potencial versus tempo para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Após 145 dias em câmara com umidade de 55±15%, são iniciados nos corpos-de-prova, os ciclos de imersão em água potável e secagem. Os valores de Ecorr voltam a descer a patamares inferiores a -350mV, aumentado, assim, a probabilidade de corrosão para 95%. Constata-se, ainda, que praticamente durante todo o tempo, os valores de diferença de potencial da armadura de aço de CA50 de diâmetro de 25mm são mais negativos (inferiores) que os da armadura de aço de CA24 de mesmo bitola. Essa diferença pode ter origem na composição química da barra de classe CA50 com 118 diâmetro de 25mm, uma vez que sua superfície é formada por martensita, um composto magnético, conforme dito no Item 5.3.1.5. c) Resistividade superficial do concreto (ρ) Os resultados das Figuras 7.13 e 7.14 comparam a resistividade superficial do concreto dos corpos-de-prova com diferentes tipos de aços com mesmo diâmetro, e que sofreram, depois de constatada a passivação da armadura, ciclos de imersão em solução de cloreto de sódio com 2% de concentração e secagem. E as Figuras 7.15 e 7.16 comparam os resultados obtidos do ρ do concreto de corpos-de-prova com diferentes tipos de aço, em concreto contaminado com 3% de NaCl na água de amassamento, e que permaneceram em câmara com umidade de 55±15% durante um período de 145 dias, e, que após este período, sofreram ciclos de imersão em água potável e secagem 100 Processo de Passivação Início dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão 80 Resistividade (KΩ.cm) 60 40 20 0 0 30 60 CA50 5mm 90 120 150 CA24 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.13 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com os aços CA24 e CA50, com diâmetro de 5mm, e submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. 119 100 Processo de Passivação Início dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão 80 Resistividade (KΩ.cm) 60 40 20 0 0 30 60 CA50 25mm 90 120 150 CA24 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.14 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com os aços CA24 e CA50 de diâmetro de 25mm, e submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. 100 Câmara Úmida - 55% Início dos Ciclos (Água Potável) 80 Resistividade em KΩ.cm 60 40 20 0 0 30 60 CA50 5mm 90 120 150 CA24 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.15 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova para os aços CA24 e CA50 com diâmetro de 5mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. 120 100 80 Resistividade em KΩ.cm Câmara Úmida - 55% Início dos ciclos (água potável) 60 40 20 0 0 30 60 CA50 25mm 90 120 150 CA24 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.16 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com os aços CA24 e CA50, com diâmetro de 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Os resultados obtidos nas Figuras 7.13, 7.14, 7.15 e 7.16 mostram o crescimento progressivo da resistividade no concreto na fase de passivação da armadura, estabilizando-se em torno de 60 dias após a data de moldagem dos corpos-de-prova isentos de cloreto e dos corpos-de-prova com cloretos em sua fabricação. Nota-se ainda que, antes de iniciar quaisquer ciclos de imersão, seja em solução com 2% de NaCl nos corpos-de-prova isentos de cloreto, ou em água potável nos corpos-de-prova com cloretos, a resistividade do concreto dos corposde-prova com adição de NaCl em sua mistura foram inferiores as dos isentos de cloreto. Essa diferença de resistividade é devida a dois fatores, primeiro, a hidroscopicidade do sal na composição dos cp’s contaminados, e, segundo, devido ao fato dos cp’s contaminados estarem recolhidos em câmera com umidade superior aos dos isentos de cloreto, explicando assim, os maiores valores obtidos de icorr encontrados nas Figuras 7.7 e 7.8 em relação aos das Figuras 7.5 e 7.6. Ao iniciar os ciclos de imersão, em solução com NaCl, para os cp’s isentos de cloreto e com 90 dias de vida (Figura 7.13 e 7.14), e, em água potável, para os cp’s contaminados com cloreto e com 145 dias de vida, percebe-se uma 121 queda rápida de resistividade superficial do concreto. Esta queda do ρ do concreto é esperada, posto que a umidade no interior do concreto aumenta. Pode-se perceber, ainda, que o tipo de aço utilizado não influenciou na ρ do concreto, resultado este plausível, haja vista que o concreto utilizado é o mesmo. Os valores de resistividade do concreto nos cp’s isentos de cloreto, após iniciar os ciclos de imersão, oscilaram de 2KΩ.cm a 22 KΩ.cm, e as com cloreto em sua mistura, oscilaram entre 2KΩ.cm e 17KΩ.cm. Nota -se ainda que, novamente, os valores de resistividade dos cp’s com cloretos permaneram, em média, inferiores aos dos isentos de cloreto em sua fabricação. 7.2.2 Influência do diâmetro do aço na resistência à corrosão a) Intensidade de corrente de corrosão (Icorr). Os resultados das Figuras 7.17 e 7.18 comparam a Icorr de corpos-deprova que possuem o mesmo tipo de aço com diâmetros diferentes, de 5mm e 25mm, que sofreram, depois de constada a passivação da armadura, ciclos de imersao em solução de cloreto de sódio com 2% de concentração e secagem. 100 Processo de Passivação Inicio dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão Icorr (µA) 10 1 0,1 0 30 60 CA24 25mm 90 120 150 CA24 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.17 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. 122 100 Processo de Passivação Inicio dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão Icorr (µA) 10 1 0,1 0 30 60 90 120 150 CA50 5mm 180 210 Tempo em dias CA50 25mm Figura 7.18 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm, submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. Ao comparar as intensidades de corrente das armaduras de aço CA24 com diâmetros diferentes (Figura 7.17), percebe-se que os valores de ambas as armaduras são bem próximos uns dos outros. Este comportamento ocorre tanto na fase de passivação da armadura, quanto após o início dos ciclos de imersão e secagem, ou seja, na fase de propagação do processo de corrosão. Isto indica que a mesma quantidade de corrente passa por ambos os aços, e, consequentemente, há a mesma perda de massa em termos absolutos e, maior perda de massa em termos percentuais no aço de menor diâmetro. Ao confrontar os resultados obtidos na fase de passivação das barras de aço CA50 de dimensões diferentes que sofreram ataque de NaCl por imersão em solução (Figura 7.18), pode-se observar que o aço de bitola de 5mm possui valores iniciais de Icorr superiores aos do aço de diâmetro de 25mm. Os valores de Icorr diminuem com o passar do tempo em ambas as bitolas. Essa diminuição é decorrente da passivação da armadura. Nota-se, ainda, que os valores de Icorr do aço de diâmetro de 5mm decrescem para valores inferiores aos do aço de 25mm. Após iniciar os ciclos de imersão, ou seja, na fase de propagação da corrosão, o aço CA50 de 25mm possui uma intensidade de corrente ligeiramente superior a do aço de 5mm. 123 As Figuras 7.19 e 7.20 comparam os resultados obtidos do Icorr de corpos-de-prova com diferentes bitolas de aço, em concreto contaminado com cloreto na água de amassamento, que permaneceram em umidade de 55% durante um período de 145 dias, e depois sofreram ciclos de imersão em água potável e secagem. Ao analisar os gráficos das Figuras 7.19 e 7.20, percebe-se que nos primeiros 10 dias de vida, os dois tipos de aço obtiveram um comportamento similar. Entretanto, após passado esse período de tempo, o aço de menor diâmetro apresentou valores de Icorr menores que os do aço de diâmetro de 25mm. Esse comportamento foi constatado nos dois tipos de classe de aço. Na fase inicial, os corpos-de-prova estão confinados em câmara úmida, os aços de menores diâmetros obtiveram valores de intensidade de corrente inferior aos do aço de maiores diâmetros. Após iniciado os ciclos de imersão em água potável e de secagem, os valores de intensidade de corrente dos aços de menores diâmetros se aproximaram aos do aço com maiores diâmetros. Esse comportamento foi observado tanto nas armaduras de aço CA24 quanto nas armaduras de CA50. Início dos Ciclos (Água Potável) 100 Icorr (µA) 10 Camara Umida - 55% 1 0 0 30 60 90 120 150 180 210 Tempo em dias CA24(a) 25mm CA24(a) 5mm Figura 7.19 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. 124 100 Início dos Ciclos (Água Potável) Camara Umida - 55% Icorr (µA) 10 1 0 0 30 60 CA50 25mm 90 120 150 CA50 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.20 – Intensidade de corrente de corrosão versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. b) Diferença de Potencial (Ecorr) Os resultados das Figuras 7.21 e 7.22 comparam os valores de Ecorr das armaduras dos corpos-de-prova com mesmo tipo de aço e com diferentes diâmetros que sofreram, depois de constada a passivação da armadura, ciclos de imersão em solução de cloreto de sódio com 2% de concentração e secagem. Os potenciais limites, presentes nos gráficos das Figuras 7.21 até a Figura 7.24, são estabelecidos conforme a ASTM C 876 (2009), para indicar a probabilidade de corrosão. Comparando-se as barras de aço de mesmo tipo, porém com diâmetro diferente, verifica-se que, na fase de passivação da armadura, as duas barras possuem valores de Ecorr inferiores a -350µV. Contudo, com o passar do tempo, há a formação da película passivadora, e os valores de Ecorr aumentam gradualmente até atingir patamares superiores a -200 µV. Quando iniciado os ciclos de imersão e de secagem em solução com NaCl, as barras das armaduras de menores diâmetros adquirem valores de Ecorr mais negativos que as armaduras que possuem barras de maiores diâmetros. Esse comportamento ocorre tanto nas armaduras de aço CA24, quanto nas armaduras de aço CA50. 125 -100 Processo de Passivação -150 -200 Diferença de Potencial em mV Inicio dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão Probabilidade menor que 5% -250 -300 -350 -400 -450 -500 -550 -600 0 30 60 CA24 25mm Probabilidade de 50% Probabilidade maior que 95% 90 120 150 CA24 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.21 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. -100 Processo de Passivação -150 -200 Diferença de Potencial em µV Inicio dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão Probabilidade menor que 5% -250 -300 -350 -400 -450 -500 -550 -600 Probabilidade maior que 95% Probabilidade de 50% 0 30 60 90 CA50 25mm 120 150 CA50 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.22 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. Constata-se novamente a oscilação da diferença de potencial no processo de corrosão do aço. Quando os corpos-de-prova se encontram no período 126 de imersão em solução com NaCl, os valores encontrados de Ecorr são mais negativos, e quando se encontram no período de secagem, os valores de Ecorr encontrados são menos negativos. As Figuras 7.23 e 7.24 comparam os valores de Ecorr das armaduras dos corpos-de-prova, moldado em concreto contaminado com 3% de NaCl na água de amassamento, que possuem o mesmo tipo de aço com diferentes diâmetros, e que permaneceram em câmara com umidade de 55±15%, durante um período de 145 dias. Depois de passado esse período, sofreram ciclos de imersão em água potável e secagem. Início dos Ciclos(Água Potável) -100,0 -150,0 Diferença de Potencial em µV Câmara Úmida - 55% -200,0 -250,0 -300,0 -350,0 -400,0 Probabilidade menor que 5% Probabilidade de 50% -450,0 -500,0 -550,0 -600,0 0 30 60 CA24 5mm Probabilidade maior que 95% 90 120 150 CA24 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.23 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Os resultados obtidos das Figuras 7.23 e 7.24 mostram que nas primeiras idades dos corpos-de-prova, os valores de Ecorr para ambos os aços são inferiores a -350µV. Contudo, com o passar do tempo na câmara úmida, as armaduras com diâmetros de 25mm elevam sua diferença de potencial, permanecendo com valores entre -200µV e -350µV, enquanto as armaduras de 5mm permanecem com valores inferiores a -350µV. Após iniciado os ciclos de imersão em água potável, os valores de Ecorr das duas classes de aço assumem valores inferiores a -350µV, tendo assim uma probabilidade de corrosão de 95%. 127 Ínicio dos Ciclos (Água Potável) -100,0 -150,0 -200,0 Diferença de Potencial em µV Câmara Úmida - 55% Probabilidade menor que 5% -250,0 -300,0 -350,0 -400,0 -450,0 -500,0 -550,0 -600,0 0 30 Probabilidade maior que 95% Probabilidade de 50% 60 CA50 5mm 90 120 150 CA50 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.24 – Diferença de potencial versus tempo para o aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Quando comparadas as Figuras 7.21, 7.22, 7.23 e 7.24, percebe-se que as menores bitolas de aço possuem uma probabilidade de corrosão superior, conforme critérios citados pela norma ASTM C-876 (ASTM, 2009). Todavia, Andrade (1992) afirma que o potencial de corrosão oferece apenas uma avaliação quantitativa sobre a probabilidade de existir a corrosão, sem, contudo, quantificar a velocidade do processo. Em contrapartida, resultados obtidos por outros autores, como Bauer (1995) e Guimarães (1997), confirmaram que, na maioria dos casos, a avaliação do processo de corrosão realizada por tal parâmetro eletroquímico, coincide com as avaliações feitas utilizando-se parâmetros eletroquímicos mais precisos, como o Icorr. Tal afirmação se compatibiliza com os valores obtidos nas Figuras 7.17, 7.18, 7.19 e 7.20, onde os valores de icorr foram mais elevados para os aços que obtiveram resultados de Ecorr mais negativos, ou seja, com maior probabilidade de corrosão. c) Resistividade do Concreto (ρ) Os resultados das Figuras 7.25 e 7.26 comparam a resistividade superficial do concreto dos corpos-de-prova de mesma classe de aço com diferentes diâmetros, e que sofreram, depois de constada a passivação da armadura, ciclos de imersão em solução de cloreto de sódio com 2% de concentração e secagem. 128 100 Processo de Passivação Início dos Ciclos (2% de NaCl) Despassivação e Propagação da Corrosão 80 Resistividade (KΩ.cm) 60 40 20 0 0 30 60 CA24 25mm 90 120 150 CA24 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.25 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA24 de diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. Início dos Ciclos (2% de NaCl) Processo de Passivação Despassivação e Propagação da Corrosão 100 80 Resistividade (KΩ.cm) 60 40 20 0 0 30 60 CA50 25mm 90 120 150 CA50 5mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.26 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA50 de diâmetros de 5mm e 25mm submetidos a ciclos de imersão em solução com 2% de NaCl e secagem. Ao observar os dados de resistividade expostos na Figura 7.25 e 7.26, onde são comparados aços de mesma classe com diâmetros diferentes, verifica-se 129 que os valores de resistividade do concreto, na fase de passivação das armaduras, é maior nos corpos-de-prova que possuem as armaduras de aço com diâmetro de 5mm, e menor nas armaduras de aço com diâmetro de 25mm. Na fase de propagação do processo de corrosão, onde ocorre os ciclos de imersão em solução com concentração de 2% de NaCl, os valores de resistividade superficial do concreto diminuem. Nas Figuras 7.27 e 7.28, são comparados os resultados obtidos da resistividade superficial do concreto de corpos-de-prova com os que possuíam a mesma classes de aço e diferentes diâmetros, em concreto contaminado com 3% de NaCl na água de amassamento, e que permaneceram em câmara com umidade de 55±15% durante um período de 145 dias, e que após este período, sofreram ciclos de imersão em água potável e secagem. Câmara Úmida - 55% Início dos Ciclos (Água Potável) 100 80 Resistividade em KΩ.cm 60 40 20 0 0 30 60 CA24 5mm 90 120 150 CA24 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.27 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA24 de diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. 130 100 Câmara Úmida - 55% Início dos ciclos (água potável) 80 Resistividade em KΩ.cm 60 40 20 0 0 30 60 CA50 5mm 90 120 150 CA50 25mm 180 210 Tempo em dias Figura 7.28 – Resistividade superficial do concreto versus tempo dos corpos-deprova com o aço CA50 de diâmetros de 5mm e 25mm em concreto contaminado com 3% de NaCl. Os valores de resistividade superficial do concreto nos dos corpos-deprova que possuíam armadura de diâmetro de 5mm, em ambas as classes de aço, obtiveram valores superiores se comparados com os de diâmetro de 25mm, nos primeiros 145 dias. Após iniciados os ciclos de imersão em água potável, os valores de resistividade superficial do concreto decaem para valores inferiores a 20KΩcm. A explicação da variação da resistividade superficial do concreto observado nos primeiros 145 dias de vida dos corpos-de-prova para diferentes diâmetros de aço, é provavelmente dada pelos vários fatores que podem influenciar o resultado das medições de resistividade do concreto, sendo um deles, a presença de um elemento condutor, no caso, o aço, na área de influência do aparelho, fazendo com que as medidas sejam subestimadas. Isto explica porque os corposde-prova que continham o aço de diâmetro de 5mm, ou seja, menor que possuem menor quantidade de elemento condutor, apresentaram uma resistividade maior, que as que continham o aço de 25mm. 131 7.3 RELAÇÕES ENTRE AS MEDIDAS ELETROQUÍMICAS Neste item é feita uma comparação entre os resultados obtidos do monitoramento das medidas eletroquímicas encontradas, de densidade de corrente, de diferença de potencial e de resistividade superficial do concreto na fase de despassivação da armadura. Para a realização desta comparação, foram utilizados processos estatísticos de correlação e regressão simples, que têm como finalidade, compreender melhor a influência de uma variável sobre a outra. A correlação é um processo matemático que investiga o grau de influência entre duas variáveis. Nesse processo, há a elaboração de um gráfico, chamado de diagrama de dispersão, no qual se representam os dados das variáveis em um plano cartesiano (x,y). A regressão simples tenta ajustar uma linha de tendência através dos pontos, de modo a minimizar a soma dos desvios dos quadrados dos pontos na linha. Assim, inicialmente, nos gráficos apresentados nos Itens 7.3.1, 7.3.2 e 7.3.3, foram construídos os diagramas de dispersão de cada relação desejada, de tal forma, que fosse possível mostrar a localização dos pontos no plano cartesiano. Após, foi elaborado com o auxílio de um programa estatístico, a modelagem da equação de regressão linear que mais se ajustou aos pontos. Foi mostrado ainda, o valor do coeficiente de determinação (R2), que indica a qualidade do modelo matemático em relação à sua habilidade de estimar corretamente os valores da variável resposta, e o coeficiente de correlação (r), que indica o grau de relação entre as duas variáveis. O coeficiente de determinação (R2) pode assumir valores entre 0 a 1, e indica o quanto a variância da variável resposta é explicada pela variância das variáveis explicativas. Quanto maior for o valor desse coeficiente, mais os pontos do diagrama de dispersão estarão próximos da reta de regressão e os desvios explicados serão maiores que os não explicados, logo, maior será o poder explicativo da equação de regressão. O coeficiente de correlação (r) representa a intensidade do interrelacionamento entre as duas variáveis, podendo assumir valores dentro de um intervalo entre -1 e 1. Quanto maior o valor do módulo deste coeficiente, maior será a influência de uma variável sobre a outra. O sinal desse coeficiente representa se a 132 relação entre as variáveis é diretamente proporcional, caso seja positivo, ou inversamente proporcional, caso seja negativo. Shimakura (2002) aponta uma interpretação para poder traduzir o valor numérico encontrado da correlação, conforme mostrado na Tabela 7.8, atentando-se para o fato de que as interpretações dependem de cada contexto em particular. Ressalta-se que a referida tabela apresenta interpretações que são utilizadas na Matemática, e que interpretações como fraca e moderada podem significar bons ou até ótimos resultados na Engenharia. Tabela 7.8 – Interpretações dos valores do coeficiente de correlação (r) segundo Shimakura (2002). Coeficiente de correlação 0 < r < 0,2 0,2 ≤ r < 0,4 0,4 ≤ r < 0,7 0,7 ≤ r < 0,9 0,9 ≤ r ≤ 1 Interpretação Correlação bem fraca Correlação fraca Correlação moderada Correlação forte Correlação muito forte 7.3.1 Correlação entre a icorr e a resistividade A Figura 7.29 mostra a correlação entre o logarítmo da icorr das armaduras na fase despassivada e a resistividade superficial do concreto dos corpos-de-prova, que sofreram ciclos de imersão em solução com 2% de concentração de NaCl e secagem. A Figura 7.30 mostra a relação entre as mesmas variáveis nos corpos-deprova que foram moldados com 3% de NaCl em relação a massa de cimento, após iniciado o ciclos de imersão em água potável e secagem. Os coeficientes de correlação encontrados nas Figuras 7.29 e 7.30 mostram que existe uma correlação forte e inversamente proporcional entre o logarítmo do icorr e o valor da resistividade do concreto. Pode-se observar que a medida de icorr aumenta quando a resistividade do concreto diminui, e o i corr diminui quando a resistividade do concreto aumenta. Esse resultado é plausível, uma vez que a resistividade regula o fluxo de íons que difundem pelo concreto através da solução aquosa. Se a resistividade é elevada, a passagem de íons é dificultada e, consequentemente, a intensidade de corrente é baixa (HELENE, 1993). 133 Os coeficientes de determinação encontrados para as relações entre densidade de corrente e resistividade do concreto foram elevadas, sendo próximos a 1, revelando, assim, um alto grau de explicabilidade das equações de regressão. A relação entre as variáveis icorr e ρ, de acordo com as equações de regressão calculadas, se mostrou uma relação exponencial, contudo, graficamente, os desenhos plotados por essas equações, formaram uma reta, que é característica de relação linear. Este fato é explicado uma vez que a escala no eixo y esta em logarítmo, que é exatamente o inverso da função exponencial. Devido a isso, a curva da função logaritma (eixo y) anula a curva contraria da função exponencial da equação de regressão, dando origem assim a reta encontrada. A análise dos resultados das Figuras 7.29 e 7.30 mostraram que os corpos-de-prova que foram confeccionados com cloretos na água de amassamento possuíam uma resistividade superficial de aproximadamente 50% menor do que os corpos-de-prova isentos de cloreto em sua fabricação. A causa da diminuição da resistividade do concreto contaminado se dá devido à elevada higroscopicidade do cloreto, ou seja, a alta capacidade que ele possui de absorver água. Estes resultados coincidem com o que Hunkeler (1996) defende. Segundo ainda o referido autor, o aumento de teor de cloretos no interior do concreto pode reduzir significativamente a sua resistividade e, que, concentrações de cloreto entre 1 e 2% em relação a massa de cimento reduzem em duas, ou, no máximo, três vezes a resistividade superficial do concreto. Estudos desenvolvidos por Monfore (1968) em pasta de cimento com relação a/c 0,5 apresentaram um decréscimo de 26% da resistividade aos 7 dias e 24% aos 28 dias quando a concentração de cloretos aumentou de 1% para 4%. Os resultados apresentados pelos gráficos 7.29 e 7.30 mostraram que, quando comparados aços de mesma classe, para um mesmo valor de resistividade do concreto, verifica-se que as densidades de corrente são maiores nos aços de diâmetro de 5mm. Este resultado coincide com os obtidos nas Figuras 7.17, 7.18, 7.19 e 7.20, onde, os aços de menor diâmetro apresentaram valores de densidade de corrente superior aos de 25mm. As Figuras 7.29 e 7.30 revelam, ainda, que quando comparamos aços de mesmo diâmetro com aços com classes diferentes para um mesmo valor de 134 resistividade do concreto, nota-se que o aço CA24 obtém valores inferiores de icorr em relação ao aço CA50. Este mesmo resultado foi constatado nas Figuras 7.5, 7.6, 7.7 e 7.8, em que o aço da classe CA24 registrou valores de icorr inferiores aos do aço CA50. 10 icorr (µA/cm2) Aço CA24 - 5mm icorr (µV/cm2) 10 Aço CA24 - 25mm y = 0,293e-0,054x R² = 0,7747 r = 0,8801 1 y= R² = 0,7547 r = 0,8687 0,7161e-0,031x 1 0,1 0,1 0,01 0 10 20 Resistividade (KΩ.cm) 0,01 30 40 0 10 20 30 40 Resistividade (KΩ.cm) 10 icorr (µA/cm2) (a) Aço CA50 - 5mm icorr (µV/cm2) (b) 10 Aço CA50 - 25mm y = 0,6041e-0,043x R² = 0,8426 r = 0,9179 1 y = 1,4699e-0,028x R² = 0,7142 r = 0,8451 0 10 20 30 40 1 0,1 0,1 0,01 Resistividade (KΩ.cm) 0,01 0 10 20 30 40 Resistividade (KΩ.cm) (c) (d) Figura 7.29 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armaduras que sofreram ciclos de imersão em solução de NaCl com 2% de concentração: (a) aço CA24 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. 135 10 icorr (µA/cm2) Aço CA24 - 5mm icorr (µA/cm2) 10 Aço CA24 - 25mm y = 0,3563e-0,075x R² = 0,7424 r = 0,8616 1 y = 1,0239e-0,064x R² = 0,7433 r = 0,8621 1 0,1 0,1 0,01 0 5 10 15 20 25 Resistividade (KΩ.cm) 0,01 30 35 40 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Resistividade (KΩ.cm) (a) 10 icorr (µA/cm2) icorr (µA/cm2) (b) 10 Aço CA50 - 5mm y = 1,4149e-0,043x R² = 0,7165 r = 0,8464 Aço CA50 - 25mm y = 0,5617e-0,063x R² = 0,7803 r = 0,8833 1 1 0,1 0,1 0,01 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Resistividade (KΩ.cm) 0,01 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Resistividade (KΩ.cm) (c) (d) Figura 7.30 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armaduras em concreto contaminado: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. 7.3.2 Correlação entre a icorr e o Ecorr A Figura 7.31 mostra a correlação entre o logarítmo da densidade de corrente e a diferença de potencial na fase de despassivação das armaduras nos corpos-de-prova que sofreram ciclos de imersão em solução com 2% de concentração de NaCl e secagem. A Figura 7.34 mostra a relação entre as mesmas variáveis nos corpos-de-prova que foram moldados com 3% de NaCl na água de amassamento, após iniciado os ciclos de imersão em água potável e secagem. Os resultados obtidos mostraram que ao se analisar a diferença de potencial entre os corpos-de-prova contaminados com NaCl na água de amassamento, e os livres de NaCl em sua fabricação, a adição de cloretos não influenciou o Ecorr das barras. Contudo, registrou-se aumentou na densidade de corrente com a adição de cloretos nos corpos-de-prova. Este fato é explicado pela 136 dependência direta que o icorr tem pela resistividade do concreto (Equação 6.2), que por sua vez é influenciado pela adição de cloretos, como visto na análise das Figuras 7.29 e 7.30. Os gráficos das Figuras 7.31 e 7.32 mostraram que existe uma correlação forte e inversamente proporcional entre as do logarítmo do icorr e o valor do Ecorr. Pode-se observar que quando a medida de icorr aumenta, o Ecorr tende a valores mais negativos, e quando o icorr diminui, os valores de Ecorr se tornam menos negativos. Essa relação entre a densidade de corrente e a diferença de potencial é exponencial, apesar de, graficamente, se apresentar como uma reta. Isto se deve ao fato de a função ser exponencial, e a escala da densidade de corrente, eixo y, ser logarítmica. Assim, da mesma forma que no item anterior, a curva da função logarítma anula a curva da função exponencial, dando origem a uma reta. Verifica-se que os coeficientes de determinação, nas Figuras 7.31 e 7.32, se apresentaram relativamente elevados, dando assim, um bom grau de explicabilidade nas equações de regressão. Quando comparado os resultados das densidades de corrente das Figuras 7.31 e 7.32 para um mesmo tipo de aço e mesmo valor de Ecorr, observa-se que os aços de diâmetro de 5mm possuem valores de icorr superiores aos de diâmetro de 25mm. Este mesmo resultado também foi constatado nas Figuras 7.17, 7.18, 7.19 e 7.20, onde foram comparados às densidades de corrente entre aços de mesma classe com diâmetros diferentes, e que, revelaram que os aços de menor diâmetro resultaram valores de icorr superiores aos de maior diâmetro. Pode ser observado, ainda, que quando comparados os resultados das densidades de corrente para um mesmo diâmetro e mesmo valor de Ecorr, constatase que as barras de CA24 possuem valores de icorr inferiores as da classe CA50. Vale ressaltar, que as barras de CA24 possuem uma quantidade menor de carbono (Tabela 7.5), quando comparado às barras de CA50, ou seja, a quantidade de carbono em sua composição química oriunda de seu processo de fabricação pode ter influência na densidade de corrente. Ao compararmos os resultados dos valores de Ecorr para os aços de uma mesma classe em um mesmo icorr, nota-se que os valores de Ecorr foram mais 137 negativos para os aços de 5mm de diâmetro em relação ao de 25mm. Os resultados apontaram uma variação de aproximadamente de 15% para os aços da classe CA24, e 15% a 30% para os aços da classe CA50. Os resultados de Ecorr mais negativos foram encontrados no aço CA50 de diâmetro de 5mm. Agora analisando, os resultados dos valores de Ecorr de aços com a mesma bitola em um mesmo icorr, verificou-se que nos aços de 25mm não foram encontradas grandes variações, sendo que a maioria dos resultados de Ecorr encontrados, estavam localizados entre -350 µV e 450 µV. Contudo, para o aço de 5mm de diâmetro , houve uma variação de aproximadamente 15%, sendo que as barras de classe CA24 obtiveram valores menos negativos que as da classe CA50. Analisando os gráficos deste item, e comparando com os apresentados no item anterior, pode-se observar que a relação entre o logarítmo da icorr e da resistividade é nitidamente semelhante entre o logarítmo da icorr e o Ecorr. 10 icorr (µV/cm2) icorr (µV/cm2) Aço CA24 - 5mm y= 0,0121e-0,008x R² = 0,632 r = 0,7949 10 Aço CA24 - 25mm y = 0,0003e-0,016x R² = 0,6672 r = 0,8168 1 1 0,1 0,1 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 -300 Ecorr (µV) 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 Ecorr (µV) -300 (a) 10 icorr (µV/cm2) icorr (µV/cm2) (b) 10 Aço CA50 - 5mm y= R² = 0,5648 r = 0,7515 0,0056e-0,01x Aço CA50 - 25mm y = 0,0058e-0,009x R² = 0,5733 r = 0,7571 1 1 0,1 0,1 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 -300 Ecorr (µV) 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 Ecorr (µV) -300 (c) (d) Figura 7.31 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a diferença de potencial (Ecorr) para as armaduras que sofreram ciclos de imersão em solução de NaCl com 2% de concentração: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. 138 10 icorr (µA/cm2) 1 y = 0,0058e-0,01x R² = 0,7189 r = 0,8478 icorr (µA/cm2) Aço CA24 - 5mm 10 Aço CA24 - 25mm y = 0,0092e-0,008x R² = 0,6092 r = 0, 7805 1 0,1 0,1 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 -300 Ecorr (µV) 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 Ecorr (µV) -300 (a) 10 icorr (µA/cm2) (b) 10 icorr (µA/cm2) Aço CA50 - 5mm y = 0,0205e-0,007x R² = 0,6925 r = 0,8321 Aço CA50 - 25mm y = 0,0064e-0,009x R² = 0,6387 r = 0,7991 1 1 0,1 0,1 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 -300 Ecorr (µV) 0,01 -600 -550 -500 -450 -400 -350 -300 Ecorr (µV) (c) (d) Figura 7.32 – Correlação entre a densidade de corrente (icorr) e a diferença de potencial (Ecorr) para as armaduras em concreto contaminado: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. 7.3.3 Correlação entre o Ecorr e a resistividade A Figura 7.33 mostra a relação entre o Ecorr da armadura na fase despassivada, e a resistividade superficial do concreto, dos corpos-de-prova que sofreram ciclos de imersão em solução com 2% de concentração de NaCl e secagem. A Figura 7.34 mostra a relação entre as mesmas variáveis, nos corpos-deprova que foram moldados com 3% de NaCl, em relação à massa de cimento, após iniciado os ciclos de imersão em água potável e secagem. Os resultados nas Figuras 7.33 e 7.34 revelam que existe uma relação linear muito forte e diretamente proporcional entre o valor do Ecorr da armadura e a resistividade superficial do concreto, indicando, assim, que quando os valores de resistividade do concreto diminuíam, os valores de Ecorr também diminuíam, 139 tornando-se mais negativos, e quando os valores de resistividade aumentavam, os valores de Ecorr também aumentavam, tornando-se menos negativos. Os coeficientes de determinação registrados foram razoavelmente elevados, conferindo às equações de regressão, um bom grau de explicabilidade. Ao comparar os valores de resistividade encontrados nas Figuras 7.33 e 7.34, independente da classe ou do diâmetro do aço, nota-se que os corpos-deprova moldados com cloreto na água de amassamento, obtiveram valores de resistividade inferiores em relação ao que eram isentos de NaCl. A resistividade superficial do concreto nos corpos-de-prova contaminados com NaCl oscila entre 5 KΩ.cm a 15 KΩ.cm, e dos corpos-de-prova sem cloretos varia entre 10 KΩ.cm a 30 KΩ.cm. Estes resultados são causados devido à presença do cloreto, que possui característica hidroscópicas citadas no Item 7.3.1. -300 -350 Ecorr (µV) Aço CA24 - 5mm -300 -350 Ecorr(µV) Aço CA24 - 25mm -400 -450 -500 -550 -600 0 10 20 30 40 Resistividade (KΩ.cm) -400 -450 -500 -550 -600 0 10 20 30 40 Resistividade (KΩ.cm) y = 3,171x - 514,05 R² = 0,7621 r = 0,8729 y = 2,8297x - 434,6 R² = 0,7826 r = 0,8848 (a) -300 -350 Ecorr(µV) (b) -300 -350 Ecorr(µV) Aço CA50 - 5mm y = 2,2574x - 566,69 R² = 0,7566 r = 0,8698 Aço CA50 - 25mm -400 -450 -500 -550 -600 0 -400 -450 -500 -550 -600 y = 3,0807x - 478,2 R² = 0,6543 r = 0,8088 0 10 20 30 40 Resistividade (KΩ.cm) 10 20 30 40 Resistividade (KΩ.cm) (c) (d) Figura 7.33 – Correlação entre a diferença de potencial (Ecorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armaduras que sofreram ciclos de imersão em solução de NaCl com 2% de concentração: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. 140 Ao confrontar os resultados obtidos pelo Ecorr das barras de aço de mesma classe com diâmetros diferentes, percebe-se que os valores de Ecorr das barras de 25mm são superiores às de diâmetro de 5mm. Este resultado coincide com os obtidos nas Figuras 7.21, 7.22, 7.23 e 7.24. Os resultados das Figuras 7.33 e 7.34 mostram que, comparando os resultados obtidos do Ecorr das barras de aço de mesmo diâmetro e de classes deferentes, os valores de Ecorr das barras de classe CA50 apresentam valores mais negativos que os CA24. Este resultado também coincide com os mostrados nas Figuras 7.9, 7.10, 7.11 e 7.12. -300 -350 Ecorr(µV) Ecorr (µV) Aço CA24 - 5mm -300 -350 Aço CA24 - 25mm -400 -450 y = 5,9875x - 531,26 R² = 0,8419 r = 0,9175 0 10 20 30 40 -400 -450 -500 -550 -600 0 10 20 30 40 y = 7,836x - 454,79 R² = 0,8064 r = 8979 -500 -550 -600 Resistividade (KΩ.cm) Resistividade (KΩ.cm) (a) -300 -350 Ecorr (µV) (b) -300 -350 Ecorr (µV) Aço CA50 - 5mm Aço CA50 - 25mm -400 -450 -500 -550 -600 y = 5,3171x - 569,91 R² = 0,8412 r = 0,9171 -400 -450 -500 -550 -600 0 10 y = 5,377x - 474,54 R² = 0,766 r = 0,8752 20 30 40 0 10 20 30 40 Resistividade (KΩ.cm) Resistividade (KΩ.cm) (c) (d) Figura 7.34 – Correlação entre a diferença de potencial (Ecorr) e a resistividade superficial do concreto (ρ) para as armaduras em concreto contaminado: (a) aço CA24 - 5mm; (b) aço CA24 – 25mm; (c) aço CA50 – 5mm e (d) aço CA50 – 25mm. 141 7.4 PERDA DE MASSA GRAVIMÉTRICA VERSUS ELETROQUÍMICA A Figura 7.35 apresenta uma comparação entre as perdas de massa gravimétrica, calculada conforme a Equação 6.3, e eletroquímica, obtida através das Equações 6.4 e 6.5., ambas definidas no Item 6.4.1. As linhas diagonais no gráfico da Figura 7.35 representam o fator de erro 2, proposto por STERN e WEISERT (1959), entre as medidas de resistência de polarização e a corrosão efetiva do metal. 1000 Perda de Massa Eletroquimica (mg) 100 10 CA50 - 5mm (A) CA50 -25mm (A) CA24 -5mm (A) CA24 -25mm (A) 1 CA50 - 5mm (I) CA50 -25mm (I) CA24 -5mm (I) CA24 -25mm (I) 0,1 0,1 1 10 100 1000 Perda de Massa Gravimétrica (mg) Figura 7.35 – Comparação entre as perdas de massa gravimétricas e eletroquímicas das armaduras que continham cloreto na água de amassamento (A), e que sofreram ciclos de imersão em solução com NaCl (I). A Figura 7.35 mostra que todas as armaduras apresentaram perda de massa gravimétrica superior à de massa eletroquímica. Fato este, explicado pela corrosão atmosférica existente na área de contato entre o fio elétrico e a extremidade da armadura que sai do corpo-de-prova, e que não possuía fita isolante. Após a limpeza da barra, notou-se que a armadura perdeu material nesta região desprotegida. A corrosão nesta região não pode ser medida pela técnica de 142 Resistência de Polarização, devido à falta de contato eletrolítico com a área em estudo, o mesmo ocorrendo com a região da armadura que esta embaixo da fita isolante. Dessa forma, houve uma perda de massa gravimétrica que não foi medida eletroquimicamente. 7.4.1 Influência do diâmetro do aço na perda de massa eletroquímica Analisando as perdas de massa eletroquímica para as barras de aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm, verificou-se que, as barras que sofreram maiores perdas foram as de diâmetro de 5mm em concreto contaminado, seguidas das de 5mm em concreto isento de cloretos, depois as de 25mm, também isentas de cloretos, e, por fim, as de 25mm em concreto contaminado com NaCl. Estes resultados mostram que as barras de menor diâmetro nas armaduras do tipo CA24, obtiveram maiores perdas de massa eletroquímica, quando comparadas com as barras de diâmetro de 25mm. As Figuras 7.17 e 7.19 comprovam esses resultados, pois mostram que as barras de diâmetro de 5mm constituíram valores de Icorr iguais aos das barras de 25mm, evidenciando, desta forma, uma maior densidade de corrosão nas barras de menor diâmetro. Outro dado que reforça a maior perda de massa eletroquímica nos aços de menor diâmetro, é apresentado nas Figuras 7.21 e 7.23, onde os valores de Ecorr exibidos para as barras de CA24 de menor diâmetro são mais negativos que os das barras de 25mm. A análise da perda de massa eletroquímica para as barras de aço CA50 com diâmetros de 5mm e 25mm, mostradas na Figura 7.34, revela que as maiores perdas de massa ocorreram nas armaduras com diâmetro de 5mm envoltas em concreto contaminado com cloretos, seguidas das de diâmetro de 5mm em concreto isento de cloreto, depois as de bitola de 25mm em concreto contaminado com cloretos, e, por fim, as barras de diâmetro de 25mm em concreto isento de cloreto. Estes resultados mostram que as maiores perdas de massa eletroquímica nas armaduras da classe CA50, foram obtidas pelas barras de menor diâmetro. Esses dados coincidem com os obtidos nas Figuras 7.18 e 7.20, onde os valores encontrados de icorr foram superiores nas barras de menor diâmetro, e nas Figuras 7.22 e 7.24, onde os valores encontrados de Ecorr são mais negativos para as barras de menor diâmetro. 143 Os valores apresentados revelam que a variável diâmetro da armadura tem mais efeito determinante no processo de perda de massa eletroquímica. Os resultados são coerentes com os mostrados nas Figuras 7.29 e 7.30, onde as maiores densidades de corrente foram registradas nos aços de menor diâmetro, independente da concentração de íons, e, coerentes com os mostrados nas Figuras 7.31 e 7.32, onde o Ecorr das barras de 5mm de diâmetro apresentaram valores mais negativos que os das barras de diâmetro de 25mm. Contudo, a influência da perda de massa eletroquímica nas barras de aço CA50, devido à concentração de íons cloreto, foi um fator importante, pois, dentro de um mesmo diâmetro, as barras que continham cloretos em sua fabricação, obtiveram perdas superiores de massa eletroquímica. Esse fato é explicado pela menor resistividade superficial do concreto contaminado (Figura 7.28) em relação aos corpos-de-prova isentos de cloretos em sua moldagem (Figura 7.26). 7.4.2 Influência da classe do aço na perda de massa eletroquímica Quando comparadas as perdas de massa eletroquímica das barras de diâmetro de 5mm de diferentes classes de aço, a Figura 7.35 mostra que as maiores perdas ocorreram nas barras de aço de classe CA50 em concreto contaminado, seguidas das CA50 que estavam isentas de cloreto em sua mistura, depois as CA24, que estavam envoltas em concreto contaminado, e, por fim, as de CA24 em concreto moldado sem cloreto. Estes resultados mostram que as maiores perdas de massa eletroquímica nas armaduras de 5mm ocorreram no aço de classe CA50. Os resultados confirmam os dados obtidos nas Figuras 7.5 e 7.7, onde as densidades de corrente do aço CA50 de 5mm, apresentaram-se superiores aos do aço CA24 de mesmo diâmetro. Confirmam também, os resultados das Figuras 7.9 e 7.11, nos quais exibem um Ecorr mais negativo para o aço CA50 em relação ao CA24. Após, foram comparadas as perdas de massa eletroquímica das barras de diâmetro de 25mm, de diferentes classes de aços. As maiores perdas foram constatadas nas barras de CA50 em concreto contaminado com cloreto, em seguida, as barras de CA24 que sofreram imersão em solução com NaCl, depois as barras de aço de CA50 que também sofreram imersão em solução com NaCl, e, por fim, as barras de CA24 em concreto contaminado com cloreto. 144 Os resultados apresentados sugerem que, para as armaduras de menor diâmetro, o tipo de aço é uma característica de grande importância no fator do processo de corrosão, uma vez que, as barras de aço da classe CA50, com diâmetro de 5mm, foram as que sofreram maior perda de massa eletroquímica, independendo da concentração de íons Cl - . A influência da concentração de íons foi verificada em segundo plano, onde as barras de aço que estavam imersas em concreto moldado com cloretos em sua fabricação, obtiveram maiores perdas de massa eletroquímica. Essa mesma afirmativa não pode ser feita para as armaduras com diâmetro de 25mm, eis que, os resultados se mostraram variados, ou seja, para o aço da classe CA50, a maior perda de massa eletroquímica foi obtida para os corpos-de-prova que continham cloreto na água de amassamento, diferentemente do aço da classe CA24, onde a maior perda de massa eletroquímica, foi observada nos corpos-de-prova que sofreram imersão em solução com NaCl. 7.4.3 Influência do diâmetro do aço na perda de massa gravimétrica Foram analisadas, primeiramente, as perdas de massa gravimétricas para as barras de aço CA24 com diâmetros de 5mm e 25mm, e verificou-se que, as barras que sofreram maiores perdas foram as de diâmetro de 5mm, seguidas das de 25mm, ambas em concreto contaminado com cloretos, depois as de 25mm, e as de 5mm, isentas de cloretos em sua mistura. Estes resultados mostram que as barras nos corpos-de-prova que possuíam cloreto em sua fabricação, obtiveram maiores perdas de massa gravimétrica. Logo após, foram aferidas as perdas de massa gravimétrica nas barras da classe CA50, com diâmetros de 5mm e 25mm. Os resultados revelaram que as barras de 5mm em concreto com cloretos, obtiveram maior perda de massa gravimétrica, seguidas das de mesmo diâmetro em corpos-de-prova isentos de cloreto, em seguida, as de barras de 25mm em concreto com cloretos, e por fim, as barras de 25mm em concreto sem cloretos. Com os resultados apresentados, nota-se que, para as armaduras da classe CA50, o diâmetro da barra, é uma característica de grande importância no 145 fator do processo de corrosão, haja vista que, as barras com diâmetro de 5mm, foram as que sofreram maior perda de massa gravimétrica, independendo da concentração de íons Cl - . A influência da concentração de íons foi verificada em segundo plano, onde as barras de aço que estavam imersas em concreto moldado com cloretos em sua fabricação, obtiveram perdas superiores de massa gravimétrica. Estes resultados são semelhantes aos obtidos de perda de massa eletroquímica para o aço CA50 (Item 7.4.1). Nas barras de aço de classe CA24, os resultados obtidos nos mostram que a perda de massa gravimétrica foi mais influenciada pela concentração de íons Cl do que pelo diâmetro da barra. As barras que estavam envoltas em concreto contaminado com cloretos, revelaram uma maior perda de massa gravimétrica, comparadas às que não possuíam NaCl em sua mistura. 7.4.4 Influência da classe do aço na perda de massa gravimétrica Foram aferidas as perdas de massa gravimétricas nas barras de aço da classe CA24 e CA50, com diâmetros de 5mm, e constatou-se que, as barras que sofreram maiores perdas foram as da classe CA50 imersas em concreto contaminado com cloretos, seguidas das barras em corpos-de-prova sem cloreto. Em seguida, as maiores perdas de massa ocorreram nas barras de aço da classe CA24 imersas em concreto contaminado com cloretos, seguidas das barras em corpos-de-prova sem cloreto. Estes resultados mostram que as barras de classe CA50 com diâmetro de 5mm, obtiveram maiores perdas de massa gravimétrica comparadas com as da classe CA24. As perdas de massa gravimétricas nas barras com diâmetro de 25mm, para os aços das classes CA24 e CA50, revelaram que, as armaduras que sofreram maiores perdas foram as da classe CA24 imersas em concreto contaminado com cloretos, seguidas das armaduras de CA24 inseridas nos corpos-de-prova sem cloreto. Em seguida, as maiores perdas de massa gravimétrica ocorreram nas barras de aço da classe CA50 imersas em concreto contaminado com cloretos, seguidas das barras de CA50 em corpos-de-prova sem cloreto. Estes resultados mostram que 146 as barras de classe CA24 com diâmetro de 25mm, obtiveram maiores perdas de massa gravimétrica comparadas com as da classe CA50. Para os valores obtidos de perda de massa gravimétrica nas armaduras com diâmetro de 5mm, a classe de aço é uma característica de grande importância no fator do processo de corrosão, uma vez que, as barras de CA50 com diâmetro de 5mm, obtiveram perdas superiores de massa gravimétrica em relação as de CA24. A influência da concentração de íons foi verificada em segundo plano, onde as barras de aço que estavam imersas em concreto moldado com cloretos em sua fabricação, obtiveram maiores perdas de massa gravimétrica. Estes resultados são semelhantes aos obtidos de perda de massa eletroquímica apresentados no Item 7.4.2. 147 8 8.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS CONCLUSÕES A partir das análises dos resultados experimentais apresentados, são abordadas neste capítulo algumas considerações finais. Podem-se enumerar as seguintes conclusões:  Não existem diferenças significativas de comportamento eletroquímico quando comparadas as barras de aço CA24 e CA50 de mesmo diâmetro na fase de passivação;  A variável classe de aço se mostrou importante somente na fase de propagação da corrosão, sendo que o CA24 se mostrou mais resistente a corrosão;  Os aços CA24 e CA50 de menor diâmetro apresentaram maior atividade corrosiva que os seus respectivos com diâmetro de 25mm, ou seja, nas barras de menor diâmetro registraram valores de Ecorr mais negativos e icorr mais elevados quando comparados com os de diâmetro de 25mm.  Os aços da classe CA50 apresentaram maior atividade corrosiva que os aços da classe CA24 na fase de propagação da corrosão, ou seja, quando os aços de mesmo diâmetro e de classes diferentes são comparados, os aços da classe CA50 possuem maior atividade corrosiva que os aço da classe CA24;  A quantidade de carbono na estrutura formadora do aço se mostrou importante no processo de corrosão da armadura, revelando que quanto maior for a quantidade de carbono, maior é a atividade corrosiva após a despassivação;.  As perdas de massa eletroquímica mostraram que a avaliação pelo icorr e Ecorr apresentaram resultados coerentes ao registrar atividade corrosiva superior nas barras de menor diâmetro.  As perdas de massa eletroquímica obtidas pela aplicação da lei de Faraday, apresentaram resultados coerentes com as perdas de massa gravimétrica e validam as conclusões de que o aço CA24 é 148 mais resistente à corrosão que o aço CA50 e que a velocidade de corrosão é maior em aços de menor diâmetro. 8.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS O presente trabalho evidenciou a necessidade de alguns estudos adicionais. São sugeridos como trabalhos futuros:  A análise do comportamento eletroquímico do aço CA24 e CA50 quando associados em uma estrutura. Esta análise contribuiria com o planejamento de reformas em estruturas antigas que possuem CA24 em seus projetos.  A análise do comportamento eletroquímico e do processo de corrosão do aço CA24 frente ao ataque de carbonatação. Este estudo verificaria o comportamento do aço CA24 em estruturas antigas que estão distantes do litoral e em zonas com alto grau de concentração de CO2.  A análise do comportamento eletroquímico e do processo de corrosão do aço CA60 quando associado ao aço CA24 e CA50 em uma mesma estrutura. Esta análise contribuiria com o planejamento de reformas em estruturas que possuem CA24 e CA50 em seus projetos. 149 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ABRAMS, D. A. Design of concrete mixtures. Structural Materials Research Laboratory. Chicago: Lewis Institute, 1918 AITCIN, P. C. Concreto de Alto desempenho. 1 ed. São Paulo: Pini, 2000. 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