EFEITOS DA CONFIGURAÇÃO DE ENSAIO NA RESISTÊNCIA À FLEXÃO DE CONCRETOS REFORÇADOS COM FIBRAS POLIMÉRICAS

EFFECT OF TEST CONFIGURATION ON THE FLEXURAL BEHAVIOR OF CONCRETES REINFORCED WITH POLYMERIC FIBERS

REGISTRO DOI: 10.5281/zenodo.10093461

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Amanda Angela Vianna;
Fernanda Tonetti Rodrigues Lourenço;
Gabrielly Farias De Barros;
Thainá Chaves De Freitas;
Coautor: Dr. Dimas Alan Strauss Rambo.

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Resumo: A caracterização do comportamento mecânico de concretos reforçados com fibras é de extrema importância para garantir a segurança e eficácia desses materiais em diversas aplicações. Dentre os diversos ensaios utilizados para a caracterização do comportamento mecânico de concretos reforçados com fibras, podem ser citados os propostos pelas normas, JSCE-SF4, EN 14651 e ABNT NBR 16940. Todas estas normas incluem diretrizes referentes à disposição dos roletes de apoio e à aplicação da carga, as quais podem variar com base no tipo e na marca do equipamento de ensaio utilizado. Neste contexto, este estudo descreve uma pesquisa conduzida para investigar como a disposição dos roletes afeta a resistência residual de concretos reforçados com fibras poliméricas. Durante a realização dos testes foram utilizados roletes dispostos em três configurações: livres (em acordo com a norma ABNT NBR 16940), travados e travados com adição de um filme poliuretano (conferindo atrito reduzido entre roletes e concreto). Os resultados evidenciaram que a disposição dos roletes nos pontos de apoio das amostras de ensaio pode acarretar uma variação de ~25% nos valores das resistências residuais.

Palavras-chave: Caracterização mecânica de concretos; configuração de ensaio, resistência à flexão, concretos reforçados com fibras poliméricas.

Abstract: The characterization of the mechanical behavior of fiber-reinforced concrete is of paramount importance to ensure the safety and effectiveness of these materials in various applications. Among the various methods used for the mechanical characterization of fiber- reinforced concrete, we can mention those proposed by the standards JSCE-SF4, EN 14651, and ABNT NBR 16940. All these standards include guidelines regarding the arrangement of support rollers and the application of the load, which may vary depending on the type and brand of the testing equipment used. In this context, this study describes research conducted to investigate how the arrangement of rollers affects the residual strength of fiber-reinforced concrete. During the tests, rollers were placed in three configurations: free rollers (in agreement to the ABNT NBR 16940 standard), locked rollers, and locked rollers with the addition of a polyurethane film (reduced friction between supports and concrete). The results indicated that the arrangement of rollers at the support points of the test specimens can lead to a variation of around 25% in the values of residual strengths.

Keywords: Mechanical characterization of concrete; testing configuration; flexural strength; concrete reinforced with polymeric fibers.

1. Introdução

A utilização do concreto com adição de fibras tem ganhado espaço no mercado de construção civil devido às suas vantagens, como capacidade superior no controle de fissuras e aprimoramento da resistência pós-fissuração do compósito (BENTUR; MINDESS, 2007; di PRISCO; PLIZZARI; VANDEWALLE, 2010). Além das vantagens técnicas, há também vantagens econômicas, pois o emprego das fibras em concretos otimiza a produtividade do processo de construção (FIGUEIREDO, 2011).

Todavia, com o intuito de garantir a qualidade da aplicação, é de suma importância a existência de um método que assegure um controle de tenacidade e de resistência confiável, como é o caso do ensaio de flexão em prismas. A popularidade da aplicação deste método é consequência da sua capacidade de simular diversas condições práticas, além de sua concepção ser relativamente simples.

A norma brasileira ABNT NBR 16940 (2021b), que se baseia neste tipo de ensaio, estipula que os roletes de apoio devem ser capazes de girar livremente em torno do seu eixo e, adicionalmente, um deles deve ter a capacidade de girar no plano perpendicular ao eixo longitudinal do corpo de prova. No entanto, essa configuração não é claramente definida em outras normas, como é o caso da EN 14651 (2007). Além disso, muitos equipamentos que são utilizados para realizar o ensaio de flexão conforme estabelecido pela ABNT NBR 16940 (2021b) podem não incluir o sistema de roletes apropriado.

Dentro desse contexto, o objetivo deste estudo é analisar o impacto da configuração dos roletes de apoio na determinação das resistências residuais de concretos reforçados com fibras poliméricas. Por meio desta pesquisa, pretende-se fornecer informações relevantes para profissionais que trabalham na área de concreto reforçado com fibras, com o propósito de contribuir para uma caracterização precisa do desempenho mecânico deste compósito.

1.1 Justificativa

O concreto reforçado com fibras poliméricas tem sido amplamente utilizado em diversas aplicações na construção civil, principalmente em estruturas sujeitas a altas cargas e impactos, uma vez que a adição de fibras aprimora a resistência pós fissuração do material (di PRISCO; PLIZZARI; VANDEWALLE, 2010).

Neste contexto, o ensaio de tração na flexão em concretos com fibras poliméricas faz-se primordial, uma vez que permite a avaliação do comportamento mecânico do material, fornecendo parâmetros necessários ao dimensionamento de estruturas, principalmente pisos e lajes (FIGUEIREDO, 2011).

Por conta de sua relevância, é imprescindível que o ensaio seja realizado de forma criteriosa, respeitando as normativas vigentes. A realização correta do ensaio evita que as propriedades do material sejam “mascaradas”, resultando assim em equívocos graves no projeto e execução de estruturas (GUIMARÃES; FIGUEIREDO, 2002).

Estudos referentes a alterações nas configurações de ensaios de flexão e suas consequências na resposta mecânica de concretos reforçados com fibras (CRF) já se encontram disponíveis na literatura. Dentre eles, podem ser citados estudos referentes à definição da quantidade de apoios presentes no ensaio (BARR, et al, 1996), determinação do tipo de controle de velocidade de deslocamento vertical do experimento (BERNARD, 2009), uso de entalhes nos corpos de prova (GIACCIO; TOBES; ZERBINO, 2008), escala (FORMAGINI, 2005), dimensão dos corpos de prova (GOPALARATNAM; GETTU, 1995), etc. No entanto, artigos referentes às consequências de alterações na configuração de ensaio da recente normativa ABNT NBR 16940 (ensaio de resistência à flexão de concretos reforçados com fibras) ainda são pouco comuns.

Neste contexto, este estudo é válido, pois expõe as consequências de variações na configuração/fixação dos cutelos do ensaio de flexão preconizado pela ABNT NBR 16940 em um concreto padrão reforçado com fibras poliméricas.

1.2 Objetivos (Geral e específicos)

1.2.1 Objetivo Geral

A presente pesquisa tem como objetivo avaliar os efeitos de alterações da configuração do ensaio de flexão no comportamento mecânico de concretos reforçados com fibras poliméricas.

1.2.2 Objetivos específicos

• Determinar a massa específica do concreto ensaiado antes da adição das fibras poliméricas;
• Obter a caracterização reológica de concretos, com e sem adição de fibras, mediante ao ensaio de abatimento;
• Determinar a resistência à compressão do concreto reforçado com fibras poliméricas;
• Determinar a resistência à flexão do concreto com incorporação de fibras poliméricas, sob a configuração de ensaio com cutelos livres, atendendo ao padrão NBR 16940;
• Determinar a resistência à flexão do concreto com incorporação de fibras poliméricas, sob a configuração de ensaio com cutelos travados;
• Determinar a resistência à flexão do concreto com incorporação de fibras poliméricas, sob a configuração de ensaio com roletes travados com atrito reduzido;
• Avaliar a influência da configuração de ensaio na resistência à flexão do concreto reforçado com fibras poliméricas.

2. Revisão Bibliográfica

A principal característica do concreto é sua baixa resistência à tração e baixa capacidade de deformação, por isso em certas aplicações é preciso que se utilize reforços. Normalmente são utilizados reforços contínuos, podendo esses serem principalmente reforçados com barras de aço, pré-tensionado ou ferrocimento e descontínuos que é principalmente reforçado com fibras (BENTUR; MINDESS, 2007; FIGUEIREDO, 2011a; ACI, 2002).

O concreto reforçado com fibras é um material econômico e útil em diversas situações devido a sua maior flexibilidade. O reforço com fibras é particularmente interessante em elementos de baixa espessura ou elementos sujeitos a grandes cargas ou deformações localizadas (BENTUR; MINDESS,2007).

A interação entre a matriz cimentícia e as fibras favorece o aprimoramento do compósito além de fornecer resistência residual pós-fissuração ao concreto (di PRISCO; PLIZZARI; VANDEWALLE, 2009; FIGUEIREDO,2011a).

2.1 Matriz cimentícia

A matriz cimentícia é uma das principais influências no comportamento do concreto reforçado com fibras, podendo interferir na fluidez da mistura e na aderência entre as fibras e a matriz. (FIGUEIREDO,2011a)

De acordo com Mehta e Monteiro (2008), as propriedades físicas e mecânicas dos concretos dependem do tempo e são controladas por três principais fases: a pasta de cimento hidratada, os agregados e a zona de transição na interface. Cada fase influencia na resistência, na estabilidade dimensional e na durabilidade de matrizes cimentícias devido à sua característica multifásica com microfissuras e vazios

Essas microfissuras existem antes mesmo que uma carga externa seja aplicada devido à exsudação da água, retração plástica, retração por secagem e por concentração de tensões em elementos restringidos. Podendo, assim, prejudicar a resistência à fratura do concreto (BANTHIA, 1998; FIGUEIREDO, 2011b).

A resistência mecânica é um dos principais parâmetros utilizados para a caracterização de produtos à base de cimento. Apesar da alta resistência à compressão, o concreto apresenta comportamento notavelmente frágil quando submetido a esforços de tração. A rápida propagação de fissuras, devido à baixa capacidade da matriz em inibir seu crescimento, é o principal fator que influencia a resistência à tração do material (MEHTA; MONTEIRO, 2008).

A adição de fibras influência na resistência à tração do concreto e atrasa a propagação de fissuras, podendo apresentar comportamento softening, com uma única fissura e redução de carga resistente ou hardening, com múltiplas fissuras e aumento da carga resistente, após a fissuração (FIB, 2010).

2.2 Fibras

Existem diversos tipos de fibras atualmente, como a de aço, polímero, vidro, carbono, basalto, etc. As Fibras são elementos descontínuos, longos e finos, caracterizados por alta resistência à tração em sua direção longitudinal (MORRISON; BOYD, 2002).

De acordo com Naaman (2000), as principais características das fibras estão apresentadas na Figura 1 – Principais características das fibras

Figura 1 – Principais características das fibras

O desempenho das fibras no concreto pode ser definido a partir de propriedades como o módulo de elasticidade e a resistência à tração e ao cisalhamento, podendo controlar a retração e fissuração na fase plástica da matriz ou oferecer resistência residual pós- fissuração do concreto (FIGUEIREDO, 2011a).

E a partir da composição da fibra, o desempenho pode ser aperfeiçoado combinando diversas características geométricas com tratamentos físico-químicos, aprimorando assim a interação fibra-matriz (BENTUR; MINDESS, 2007; BENTUR; MINDESS; VONDRAN, 1989; NAAMAN, 2000).

2.3 Interação entre fibra-matriz

Compósitos cimentícios são conhecidos por apresentarem uma zona de transição interfacial, onde sua microestrutura é substancialmente distinta do restante da matriz. A matriz, nesta região, é rica em portlandita e água, apresentando dureza inferior a matriz plena. Sendo assim, pode-se dizer que a zona de transição da interface é a região que limita a resistência do compósito (BENTUR; MINDESS, 2007).

Na Figura 2 a ilustração esquemática da interface fibra matriz pode ser visualizada (BENTUR; MINDESS, 2007).

Figura 2 – Representação da interação entre a fibra-matriz

Em CRFs, a interface entre as fibras e a matriz de concreto desempenha um papel crucial. A eficácia das fibras está relacionada à sua capacidade de transferir tensões entre a matriz e as fibras. Em compósitos com fibras macroscópicas de baixa área superficial, a remoção das fibras ocorre a tensões interfaciais relativamente baixas. No entanto, uma aderência excessivamente forte pode levar à ruptura das fibras, resultando em baixa tenacidade do compósito. A otimização ocorre quando o arrancamento das fibras ocorre em tensões próximas à sua resistência à tração (BANTHIA, 1998).

Em matrizes frágeis, a transferência de tensão varia entre as fases pré e pós-fissuração. Antes da fissuração, a transferência é predominantemente elástica, com deslocamentos compatíveis na interface. Após a fissuração, a transferência é baseada no atrito pelo deslizamento entre a fibra e a matriz, resultando em deslocamentos divergentes. A transição entre esses mecanismos ocorre quando a tensão de cisalhamento excede a força de aderência, levando à ruptura da ligação fibra-matriz (BENTUR; MINDESS, 2007).

A transição é gradual e depende da energia de aderência e da resistência à tração da matriz. Em matrizes não fissuradas, a máxima tensão de cisalhamento ocorre nas extremidades das fibras, enquanto em matrizes fissuradas, atinge o pico onde a fibra se insere na matriz. Em regiões próximas à fissura, a tensão de cisalhamento é elástica na ausência de ruptura da ligação fibra-matriz e de atrito quando a ligação foi rompida (BENTUR; MINDESS, 2007).

A principal distinção entre a transferência de tensões nas fases pré e pós-fissuração reside no fato de que, em matrizes não fissuradas, a máxima tensão de cisalhamento na interface ocorre nas extremidades da fibra, enquanto em matrizes fissuradas, essa tensão atinge o seu pico no ponto em que a fibra se insere na matriz. Se a ligação fibra-matriz já foi anteriormente rompida, a tensão de cisalhamento é elástica na região distante da fissura e de atrito nas regiões próximas à fissura (BENTUR; MINDESS, 2007).

2.4 Comportamento mecânico do concreto reforçado com fibras

Como citado anteriormente, o concreto é conhecido por sua alta resistência à compressão, em contrapartida, o compósito apresenta baixo desempenho quando submetido a esforços de tração. Este comportamento do material é, sobretudo, devido à sua capacidade reduzida em paralisar a propagação de fissuras, o que gera um aumento de tensões de tração nas extremidades das fissuras, ao passo que cada nova fissura é gerada (MEHTA; MONTEIRO, 2008).

Para solucionar a problemática, inicialmente foi empregada a utilização de barras de aço nas estruturas, devido à sua capacidade de suportar tensões de tração e cisalhamento impostas nas estruturas. As barras de aço ainda continuam sendo o tipo de reforço mais tradicional que temos atualmente, apesar disso, as fibras vêm ganhando espaço no mercado de reforços de compostos cimentícios ao longo dos últimos anos, sobretudo devido à sua capacidade superior no controle de fissuras (BENTUR; MINDESS, 2007).

Esta propriedade é consequência da função de ponte de transferência das tensões de tração apresentada pelas fibras, o que diminui as concentrações destes esforços nas extremidades das fissuras, como exemplificado na Figura 3. Consequentemente, a velocidade de propagação de fissuras no compósito é reduzida, e o material passa a ter um comportamento não frágil (FIGUEIREDO, 2011).

Além disso, em nível macro, após as microfissuras se tornarem fissuras maiores, as fibras agregam ao compósito um ganho maior de tenacidade, resistência e ductilidade, pois fornecem mecanismos que diminuem a propagação instável destas macro fissuras (BENTUR; MINDESS, 2007).

Figura 3 – Efeitos das fibras no concreto

Além disso, uma vez que a falha do CRF em muitas aplicações práticas ocorre principalmente devido à falha por tração localizada, é conveniente a utilização de uma representação gráfica da relação entre tensão e deformação (curva tensão-deformação). A partir deste modelo, é possível observar uma fase inicial de comportamento elástico, caracterizada pela linearidade entre a tensão aplicada e a deformação resultante. Esta fase é sucedida por uma região não linear que precede o ponto máximo de tensão, o qual ocorre antes da localização de fissuras, onde o mecanismo de dissipação de energia está relacionado com a absorção de energia distribuída em toda a extensão do material (GOPALARATNAM; GETTU, 1995).

Uma vez que a fissura é localizada, a energia é absorvida na região de fratura, e a dissipação de energia passa a ser predominantemente planar. A deformação total do corpo de prova é a soma da deformação na seção crítica com a deformação ocorrida nas regiões situadas fora da zona de fratura. No estágio pós-fissuração, a deformação total está estritamente relacionada com a deformação na seção crítica, uma vez que a carga aplicada deixa de atuar nas demais regiões após a ruptura da matriz (GOPALARATNAM; GETTU, 1995).

De forma geral, tanto a dissipação de energia volumétrica quanto a planar desempenham papéis significativos no comportamento mecânico do compósito. A contribuição relativa de cada mecanismo depende de parâmetros como a geometria e o tamanho da estrutura, bem como da configuração da aplicação de carga (GOPALARATNAM; GETTU, 1995).

Ademais, grandes quantidades de fibras que se acumulam na seção onde a fissura ocorreu tem como consequência uma significativa ampliação da capacidade de absorção de energia no compósito (ZOLLO, 1996). Esta propriedade é exemplificada na Figura 4, que ilustra as diversas formas pelas quais as fibras interagem no processo de absorção de energia e controle da abertura de fissuras em materiais compósitos. A figura destaca quatro estágios distintos, dispostos da esquerda para a direita, que englobam: a ruptura da fibra, o arrancamento da fibra, a transmissão de tensões pela fibra através da fissura e a quebra da ligação na interface entre a fibra e a matriz, respectivamente.

Figura 4 – Esquema de absorção de energia entre a matriz e a fibra

A partir da análise da representação esquemática, é possível inferir que a propagação das fissuras ocorre predominantemente na região da interface entre a fibra e a matriz, uma vez que essa área se caracteriza por apresentar menor capacidade de resistir às tensões e forças que participam do processo (ZOLLO, 1996).

2.5 Métodos de caracterização do CRF

A avaliação das propriedades mecânicas do CRF é de suma importância para a garantia de que sua utilização prática seja realizada de forma eficaz e econômica. Algumas destas propriedades, que dependem sobretudo da matriz cimentícia, podem ser avaliadas também por métodos já comumente utilizados em concretos convencionais, como o ensaio de compressão. No entanto, para propriedades que dependem essencialmente da presença de fibras, bem como da interação entre a fibra-matriz, devem ser avaliadas por meio de métodos de ensaios específicos, por meio da caracterização da resistência residual do compósito (BENTUR; MINDESS, 2007).

Dentre estes métodos, os ensaios de flexão são aqueles que melhor conseguem representar o efeito das fibras na tenacidade do compósito. Esta propriedade é calculada a partir da área do gráfico da curva carga-deslocamento, que representa o trabalho dissipado no corpo-de-prova. Além disso, os ensaios de flexão que utilizam corpos-de- prova prismáticos são os mais populares, pois produzem uma região de tensão majoritariamente uniaxial, que se faz essencial para a compreensão do comportamento mecânico do material, além de apresentarem uma concepção mais simples (GOPALARATNAM; GETTU, 1995).

Contudo, é possível que durante a realização destes ensaios de flexão com utilização de corpos prismáticos ocorra uma problemática conhecida como instabilidade pós-pico na curva carga-deslocamento (BENTUR; MINDESS, 2007). Esta instabilidade ocorre no instante imediato após a ruptura da matriz, momento em que a carga de pico é atingida e é também o momento em que há uma transferência brusca da carga da matriz para a fibra. Esta problemática manifesta-se especialmente em CRFs onde são utilizados teores de fibras abaixo de 0,20% em volume, pois isso faz com que a carga suportada pela fibra seja menor que a conferida pela matriz. (FIGUEIREDO, 2011b).

Em virtude deste fenômeno, a porção do gráfico que sucede imediatamente à ruptura da matriz apresenta uma caracterização deficiente, resultando em uma superestimação da deformação do material. Consequentemente, observa-se um aumento da área abaixo da curva carga-deslocamento nas primeiras fases de deslocamento, o que, por sua vez, implica na superestimação da tenacidade do compósito (BANTHIA; DUBEY, 1999; FIGUEIREDO, 2011b). Nas Figura 5 e Figura 6 são exemplificados os efeitos nos resultados das curvas carga-deslocamento englobando-se e excluindo-se a instabilidade pós-pico (FIGUEIREDO; CECCATO; TORNERI, 1997).

Figura 5 – Curva de carga deslocamento com presença de instabilidade pós-pico

Figura 6 – Curva de carga deslocamento com ausência de instabilidade pós-pico

Para solucionar esta questão, é necessário adequar o sistema operacional dos equipamentos utilizados para a realização dos ensaios (BENTUR; MINDESS, 2007). Existem dois tipos de sistemas, o open-loop (sistema aberto de controle de velocidade de deslocamento), no qual a variável de controle do ensaio é o deslocamento vertical do pistão da prensa e o closed-loop (sistema fechado de controle de velocidade de deslocamento), em que o deslocamento vertical do corpo-de-prova ou abertura de fissura é mantido constante durante a realização do ensaio, com um auxílio de dispositivos eletrônicos de medida contínua de deslocamento (LVDTs) (GETTU et al, 1996). O esquema representado nas Figura 7 e Figura 8 ilustram a diferença entre estes tipos de equipamentos (BERNARD, 2009).

Figura 7 – Ensaio de flexão com sistema open-loop

Figura 8 – Ensaio de flexão com sistema closed-loop

Os equipamentos utilizados no sistema open-loop tendem a causar um aumento na instabilidade pós-pico, considerando que a falta de alta rigidez nesses instrumentos resulta na dissipação da energia elástica proveniente da ruptura do corpo de prova (GETTU et al, 1996).

Logo, a configuração mais adequada para impedir tal consequência é a utilização de equipamentos com controle de velocidade de deslocamento em circuito fechado (closed- loop), pois este sistema atua como um sinal de realimentação para o software do equipamento, supervisionando o ensaio e assegurando que a aplicação da carga varie de acordo com a deformação do corpo de prova. Esse procedimento resulta em resultados de maior confiabilidade e reprodutibilidade (GETTU et al, 1996).

2.6 Métodos de ensaio normatizados

Diante disto, Mindess, Young e Darwin (2003) determinaram alguns critérios que devem ser atendidos nos métodos de caracterização da tenacidade de CRFs a fim de garantir a qualidade e confiabilidade nos resultados obtidos:

• Os valores devem ser relevantes e de fácil compreensão;
• O ensaio deve garantir baixa variabilidade, de forma a fornecer uma precisão aceitável entre resultados de diferentes laboratórios e lotes;
• Deve haver uma dependência mínima da geometria do corpo-de-prova utilizado;
• O método deve apresentar uma capacidade de refletir ao menos um dos aspectos mais importantes dos CRFs;
• Ainda, os resultados finais devem prever as condições de maior criticidade.

Com base nestes aspectos, Bentur e Mindess (2007) realizaram uma análise minuciosa de diversos ensaios normatizados (ASTM C1018, ASTM C1399, ASTM 1550, JSCE SF-4, RILEM TC162-TDF) a fim de verificar o atendimento aos critérios de confiabilidade mencionados. Durante esta pesquisa foi constatado que nenhuma destas normas atendem a todos estes pontos. Ainda, a comparação entre estes métodos pode ser complexa, já que os resultados podem divergir dependendo do equipamento, operador e tipo de fibra empregada.

2.6.1 JSCE-SF4 (1984)

A metodologia japonesa JSCE-SF4 (1984) foi uma das pioneiras no que se diz respeito à avaliação da tenacidade de concretos reforçados com fibras e, além disso, consiste em

um dos métodos mais comumente empregados atualmente para o dimensionamento de CRF, devido à sua concepção descomplicada (FIGUEIREDO, 2011, b). Além do emprego em CRF, ela também pode ser utilizada no dimensionamento de concretos convencionais (FIGUEIREDO; MOURAD CARVALHO, 2000), bem como concreto projetado (FIGUEIREDO, 1997 apud FIGUEIREDO, 2011).

Este método de ensaio baseia-se em corpos prismáticos sem entalhe e tem como premissa o controle da velocidade de deslocamento, que é realizado com o auxílio de prensas. O tamanho dos corpos de prova varia de acordo com o comprimento da fibra, podendo apresentar 150 mm x 150 mm x 500 mm, com vão de 45 cm ou 100 mm x 100 mm x 400 mm, com vão de 30 cm, desde que a menor dimensão do prisma seja três vezes maior que o comprimento da fibra.

Para a realização do ensaio são empregados quatro cutelos, dois sob o corpo de prova e outros dois entre o corpo de prova e a prensa, fazendo com que o prisma seja carregado em três terços. Ainda, são empregados dois LVDTs com o auxílio de um suporte chamado de “yoke”, de forma a assegurar maior precisão na obtenção da curva da carga por deslocamento, conforme mencionado anteriormente.

Figura 9 – Configuração do ensaio japonês

É determinada uma velocidade para o deslocamento vertical do prisma, obedecendo-se os limites de 0,15 a 0,30 mm/min, e posteriormente o corpo de prova é carregado até que o deslocamento vertical atinja a medida de L/500, que consiste no deslocamento vertical mínimo preconizado pelo método.

A avaliação da tenacidade do compósito é realizada por meio da curva por carga- deslocamento, a partir da determinação fator de tenacidade à flexão do compósito pela Equação 1 – fator de tenacidade à flexão. Em suma, o valor da divisão de “Tb” por “δtb” resultará na carga média que o compósito suportou até o nível de deslocamento definido durante o ensaio.

Figura 10 – Curva carga-deslocamento

Neste teste, a instabilidade nas curvas de carga-deslocamento apresenta pouca influência sobre os valores resultantes. No entanto, o método possui algumas limitações:

• Os valores de tenacidade resultantes dependem do tamanho do corpo-de-prova (BENTUR; MINDESS, 2007);
• Há uma dependência dos parâmetros de tenacidade com relação à idade do corpo- de prova, até que este atinja 60 dias (BENTUR; MINDESS, 2007);
• O comportamento pré e pós-pico não podem ser diferenciados pelos valores de tenacidade calculados (BENTUR; MINDESS, 2007);
• Uma vez que o teste possui um ponto final de deslocamento pré-definido, sua adaptação para diferentes condições de deslocamento e serviço torna-se inviável. Por conta disso, também não é possível refletir as particularidades inerentes à carga em função do deslocamento (BENTUR; MINDESS, 2007).

2.6.2 ASTM C1399 (2010)

No método de ensaio de resistência à flexão preconizado pela norma ASTM 1399, os corpos-de-prova devem apresentar pequenas dimensões (100 mm × 100 mm × 350 mm) e seus suportes obedecem a mesma configuração proposta pela norma JSCR- SF4. Ainda, o equipamento é composto por um sistema aberto de controle de velocidade de deslocamento (open-loop).

Entretanto, a viga deve ser configurada em combinação com uma chapa de aço, com o intuito de evitar uma falha completa do material durante o início da fissura. Em um segundo momento, a chapa de aço é removida, e o corpo-de-prova fissurado é novamente carregado, com o objetivo de obter uma curva de tensão-deformação. A resistência residual média da viga é então determinada sobre o intervalo de deslocamento vertical de 0,5 a 1,25 mm.

Banthia e Dubey conduziram estudos que revelaram uma forte concordância entre as curvas de carga versus deflexão obtidas a partir do teste ASTM 1399 e aquelas obtidas por ensaios dispostos com equipamentos de controle de velocidade de deslocamento em circuito fechado (closed-loop). Além disso, eles observaram que a variabilidade no teste era relativamente baixa, e o método era capaz de discernir o impacto das características das fibras, como tipo, geometria, fração volumétrica e módulo elástico.

Além disso, outra vantagem desta metodologia é a ausência de uma área de instabilidade pós pico, mesmo com a utilização de um sistema open-loop (TIGUMAN; FIGUEIREDO, 2005).

No entanto, este teste possui limitações importantes:

• Não são considerados os efeitos das fibras no corpo-de-prova imediatamente após a primeira fissura (BANTHIA; DUBEY, 1999);
• O uso da chapa de aço dificulta a detecção da falha na matriz devido à absorção de energia pela chapa (CALDAS; FIGUEIREDO; BITTENCOURT, 2003);
• A deformação final referente ao carregamento da primeira etapa não é levada em consideração no cálculo das resistências residuais, o que pode afetar o desempenho das fibras, especialmente das mais curtas (CALDAS; FIGUEIREDO; BITTENCOURT, 2003).

2.6.3 EN 14651 (2007)

A norma em questão estabelece procedimentos para ensaios de flexão em corpos de prova prismáticos com dimensões de 150 mm x 150 mm x 550 mm a 700 mm e vão de ensaio de 500 mm. Além disso, um equipamento com sistema de controle closed-loop é empregado.

As principais distinções com relação aos ensaios de flexão mencionados anteriormente incluem a presença de um entalhe de 5 mm x 25 mm centralizado na face apoiada nos cutelos inferiores. Estas maiores dimensões dos corpos de prova permitem o uso de agregados de até 32 mm de diâmetro e fibras de até 60 mm de comprimento.

Ademais, outros procedimentos que diferem esta norma são: a aplicação de carga por um único cutelo superior centralizado, uso valor do CMOD (abertura da fissura) como parâmetro de controle de ensaio e a obtenção do limite de proporcionalidade com base na carga máxima no intervalo de abertura de fissura de 0 a 0,050 mm.

Além disso, o ensaio estabelece duas velocidades de teste: uma de 0,050 mm/min para o intervalo de abertura de fissura de 0 a 0,10 mm e outra de 0,20 mm/min para o intervalo de 0,10 a 4,0 mm. A redução da velocidade inicial tem como finalidade minimizar instabilidades após o pico de carga.

A análise da curva carga versus abertura de fissura é realizada através de equações específicas para determinar a resistência à flexão e a resistência residual correspondente a diferentes aberturas de fissura. A norma propõe critérios de classificação para resistências residuais específicas, relacionando-as com o estado limite de serviço e o estado limite último. O método também correlaciona o deslocamento vertical com o valor da abertura da fissura, sendo esta abordagem confiável para a caracterização da tenacidade do material.

Uma das principais vantagens inerentes a este procedimento experimental reside na sua capacidade de situar a fissura em proximidade imediata ao plano do entalhe, ao contrário do que ocorre nos testes em corpos-de-prova sem entalhe, nos quais deformações não lineares podem manifestar-se em outras regiões do corpo-de-prova. Consequentemente, a totalidade da energia dissipada pode ser diretamente atribuída à abertura da fissura, resultando em dados experimentais que tendem a exibir uma menor dispersão. (GIACCIO; TOBES; ZERBINO, 2007).

A avaliação da tenacidade, baseada na curva de carga-deslocamento, se estabelece como um método de elevada confiabilidade. A medição da abertura da fissura demonstra- se menos suscetível a erros quando comparada ao deslocamento vertical e, adicionalmente, pode ser prontamente correlacionada com propriedades fundamentais relacionadas à fratura (SHAH; KUDER; MU, 2004).

Além disso, Di Prisco, Plizzari e Vandewalle (2009) enfatizaram a confiabilidade desse ensaio para avaliação de concretos reforçados com fibras, especialmente no contexto do dimensionamento estrutural.

2.6.4 ABNT NBR 16940 (2021)

A norma ABNT NBR 16940 (2021) estabelece um método de ensaio semelhante ao método proposto pela norma europeia EN 14651 (2007). As medidas dos corpos-de- prova são as mesmas e é também empregado um sistema de controle fechado de velocidade.

Ademais, o controle de ensaio também deve ser realizado a partir da medida da abertura do entalhe (CMOD), sob parâmetros idênticos ao da norma europeia. No entanto, esta determinação é exclusiva para exclusivamente para casos em que corpos-de-prova apresentem altura de 100 mm. Para outros casos, este controle deve ser realizado pelo deslocamento vertical do corpo de prova.

Em casos em que o controle é realizado por meio desta abertura de entalhe, é necessária também a utilização de um LVDT de deslocamento vertical no eixo longitudinal acoplado ao yoke, como ilustrado na Erro! Fonte de referência não encontrada.. Ainda, o corpo de prova deve ser fixado ao equipamento por um dispositivo elétrico rotativo em uma das suas extremidades e na outra por um dispositivo elétrico deslizante.

Figura 11 – Configuração do ensaio para determinação do deslocamento vertical

Onde:

1 = dispositivo elétrico deslizante
2 = dispositivo elétrico rotativo
3 = estrutura rígida
4 = placa de alumínio com espessura de 1 mm
5 = transdutor
6 = eixo da mola

Além disso, a curva de carga por abertura de fissura também é analisada segundo equações específicas para encontrar o limite de proporcionalidade e cargas residuais à tração na flexão.

Conforme mencionado anteriormente, o emprego do sistema closed-loop, a presença de entalhe no corpo-de-prova, a avaliação da tenacidade baseada na curva de carga- deslocamento e a medição da abertura da fissura, fatores que constituem na caracterização do ensaio, geram resultados com menor variabilidade e, portanto, mais confiáveis para a avaliação das propriedades mecânicas do CRF.

2.7 Fatores intervenientes no ensaio de flexão

Os detalhes precisos do sistema de ensaio à flexão podem ter um efeito significativo nos resultados encontrados. Os efeitos de alguns dos parâmetros de teste principais serão discutidos a seguir.

Estudos conduzidos por Bindiganavile (2003) demonstraram que o tamanho do corpo-de- prova é um fator determinante nos resultados do ensaio, a partir da investigação dos efeitos do tamanho das vigas de CRF de diferentes dimensões. Resultados demonstraram que as resistências e as curvas de tensão-deslocamento variam consideravelmente em resposta às variações dimensionais, sobretudo em taxas de carga mais elevadas.

Paiva e Figueiredo (2007), também identificaram diversos elementos que exercem impacto na precisão dos resultados. Essas variáveis englobam a necessidade de assegurar a consistência do material na betoneira, que deve possuir capacidade suficiente para a moldagem simultânea do volume adequado de corpos-de-prova. Adicionalmente, é essencial garantir a uniformidade do processo de moldagem dos corpos-de-prova, incluindo a observância de um tempo mínimo de exposição à mesa vibratória.

Além disso, o contato entre o corpo-de-prova e o dispositivo de impacto tem um efeito substancial no modo de falha e na resistência do CRF, como evidenciado em testes de resistência em placas de CRF realizados por Sukontasukkul (2001), onde foram utilizados dispositivos circulares com diâmetros diferentes. Para o dispositivo menor, o modo principal de falha foi causado pelo cisalhamento, já para o maior, foram encontrados modos de falha de cisalhamento e flexão combinados. Isso também alterou a resistência aparente do CRF à carga de impacto.

Os cutelos são outro aspecto dentro do ensaio que merece muita atenção (PAIVA; FIGUEIREDO, 2007). Primeiramente, a manutenção de uma limpeza constante destes aparatos é crucial, não apenas ao término de cada série de ensaios, a fim de assegurar seu rolamento sem obstruções. Dado que os corpos de prova do ensaio de flexão são altamente rígidos, existe a possibilidade de que os cutelos se travem, gerando uma força perpendicular à direção longitudinal do corpo de prova. Esse fenômeno pode levar a uma superestimação da carga de pico. Ademais, a condição de saturação do corpo de prova pode influenciar a resposta do material, o que pode resultar em uma superestimação da carga de pico se o corpo de prova estiver saturado.

Uma vez que este é um ensaio de execução lenta, a retirada simultânea de todos os corpos de prova da câmara úmida pelo laboratorista pode ocasionar variações na condição de saturação e, consequentemente, alterações na carga de pico. Tais modificações na carga de pico podem afetar a resistência residual, especialmente nos concretos reforçados com baixas concentrações de fibras. Adicionalmente, é imprescindível que o sistema permaneça livre de oscilações e que a rigidez do conjunto seja mantida para evitar distorções nas curvas, como mencionado por Guimarães e Figueiredo (2002).

Apesar do fato de que a rigidez da fixação entre os cutelos e o corpo-de-prova deva ser a maior possível a priori, uma rigidez excessiva pode complicar a análise, uma vez que o tempo necessário para a carga atingir seu valor máximo é menor do que cerca de metade da frequência natural do corpo-de-prova (CHEN, E.P.; SIH, G.C, 1977). Essa situação requer consideração das ondas de estresse geradas durante o impacto. A fim de contornar essa necessidade de correções. Devido a isto, Gopalaratnam et al. (1987) optaram por utilizar apoios de borracha nos suportes dos corpos-de-prova, com o intuito de reduzir consideravelmente a taxa de carregamento.

3. Materiais e métodos

3.1 Materiais e dosagem utilizados

Para a produção da matriz de concreto, foram utilizados os materiais com a dosagem e características indicadas na Tabela 1.

Tabela 1 – Materiais utilizados para a produção do concreto

Material	Tipo	(kg/m3)
Cimento	CP-V ARI	355,00
Agregado miúdo	Areia fina	562,00
Agregado miúdo	Pó de pedra	241,00
Agregado graúdo	Brita granítica (pedrisco)	213,00
Agregado graúdo	Brita granítica (pedra)	853,00
Água	–	183,42
Aditivo Dispersante	Superplastificante baseado em éter de policarboxilato – líquido	2,485
Aditivo Dispersante	Clarena	0,710
Fibra	Polimérica 51 mm	5,00

Fonte: Próprio Autor.

A macro fibra polimérica utilizada possui características e propriedades apresentadas na Tabela 2.

Tabela 2 – Características e propriedades da macrofibra polimérica

Item	Quantidade
Forma	Monofilamento
Densidade	0,92 kg/m³
Comprimento	51 mm
Fator da forma	74
Resistência à tração	600 – 650 MPa

Fonte: Próprio Autor.

3.2 Preparação e cura do concreto

O concreto foi dosado de acordo com as composições utilizadas em pisos industriais, conforme apresentado na Tabela 1, com os agregados sendo utilizados em condição seca. Dispondo de relação água/cimento de 0,51, o teor de argamassa seca de 52% e aproximadamente 30 MPa de resistência à compressão. O consumo de fibra foi de 5,0 kg/m³.

Em uma betoneira estacionária de 400 L foram produzidos dois lotes de 120 L de concreto. Seguindo a ABNT NBR 12655 (ABNT, 2015a), o processo de mistura foi constituído por 5 passos, que são descritos a seguir.

No primeiro momento, foram adicionados na betoneira o pedrisco e a pedra, juntamente com um terço da quantidade de água e misturado por um minuto. Após, o cimento foi adicionado com mais um terço da quantidade de água e misturado por mais um minuto. A areia fina e o pó de brita foram adicionados a um terço de água e misturados por um minuto. Durante um minuto, foi raspada a parede interna da betoneira para receber então o aditivo dispersante. Mais três minutos de mistura foram realizados. Por fim, a fibra polimérica foi adicionada e o processo de mistura perdurou por mais 5 minutos.

Após o processo de mistura do concreto, seis corpos de prova foram moldados em formas metálicas cilíndricas com altura de 200 mm e diâmetro de 100 mm e dez corpos de prova em formas prismáticas com altura e largura de 150 mm e comprimento de 550 mm, com desmoldante à base de óleo mineral. Subsequentemente foram adensados em conjuntos por 20 s, em uma mesa vibratória, de acordo com a norma ABNT NBR 5738 (ABNT, 2015b).

A superfície dos corpos de prova foi acabada. Em seguida, foram devidamente identificados e estocados, mantendo-se cobertos e em temperatura ambiente.

Após 24h, os corpos de prova foram desmoldados, identificados novamente e encaminhados a uma câmara úmida, a uma umidade de 95% por 28 dias.

3.3 Caracterização do concreto (estado fresco e endurecido)

Foram realizados 4 tipos de ensaios com o concreto produzido, sendo o de abatimento, de massa específica, de resistência à compressão e de resistência a flexão. As metodologias dos 4 testes realizados nos concretos reforçados com fibras poliméricas encontram-se descritas na sequência.

3.3.1 Determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone

O ensaio de abatimento foi realizado com o concreto ainda em estado fresco, com 5 minutos após a mistura, com e sem as fibras poliméricas, utilizando o cone de Abrams, de acordo com a norma NBR 16889 (ABNT, 2020).

Inicialmente, foi posicionada a placa de base em uma superfície rígida, plana, horizontal e livre de vibrações. Com o molde umedecido sobre a placa de base também umedecida, com o auxílio de uma concha de seção U foi realizado o preenchimento com o concreto em três camadas, que possuíam, cada uma, um terço da altura do molde.

Cada camada foi adensada com 25 golpes com o auxílio da haste de adensamento seguindo as instruções da norma. Após rasar a superfície do concreto, a placa de base foi limpa e o molde do concreto foi levantado na direção vertical e medido o abatimento através da diferença entre a altura do molde e a altura do eixo do corpo de prova.

3.3.2 Massa específica

A massa específica foi determinada seguindo o procedimento da norma NBR 9833 (ABNT, 2008) com o concreto fresco sem fibras, 5 minutos após o início da mistura.

De início, o concreto foi colocado em duas camadas, em um recipiente cilíndrico de 7,8L, e foi adensado por vibração.

Após o adensamento, a superfície foi rasada. Foi realizada a limpeza da superfície externa do recipiente e encontrada a massa total do mesmo. A massa do concreto foi estabelecida através da diferença da massa total do recipiente cheio pela massa do recipiente vazio.

Por fim, o cálculo da massa específica foi realizado a partir da divisão da massa do concreto pelo volume do recipiente.

3.3.3 Ensaio de resistência à compressão

Para determinar a resistência à compressão, foram realizados ensaios de compressão axial direta em 6 corpos de provas cilíndricos de concreto com fibra de polipropileno, na idade de 28 dias e em condição seca. Com o auxílio do paquímetro foram coletadas duas medidas da altura e duas medidas do diâmetro. Dessa forma foi determinado o diâmetro e a altura do corpo de prova para o cálculo da seção transversal (altura: 200 mm; diâmetro: 100 mm).

A parte superior e inferior do corpo de prova foi retificada na máquina para eximir qualquer anormalidade da área em que a carga foi concentrada para a realização dos testes. Os testes foram realizados em uma máquina universal de ensaios acoplada a uma célula de carga de 1100 kN, com taxa de aplicação de tensão igual a 0,45 MPa/min, conforme NBR 5739 (ABNT, 2018).

Figura 12 – Ensaio de resistência à compressão

3.3.4 Ensaio de Resistência à Flexão e Residual

Para calcular a resistência à flexão e as resistências residuais, é preciso obter a curva de carga-abertura de entalhe para cada corpo de prova a partir do ensaio seguindo a norma NBR 16940 (ABNT, 2021).

Todos os ensaios foram realizados aos (28 ± 1) dias de idade.

Aos (28 ± 1) dias de idade dos corpos de prova, foi realizado o ensaio de resistência à flexão, e para isso foi executado um entalhe de no máximo 5 mm de espessura e 25 mm de profundidade nos corpos de prova com o auxílio de um disco apropriado a uma distância de aproximadamente 125 mm do topo do corpo de prova. Essa configuração pode ser vista na Figura 13.

Figura 13 – Configuração de ensaio

Onde:

1: Superfície de moldagem;
2: Entalhe;
3: Seção transversal do corpo de prova;
4: Lateral do molde;
5: Face de moldagem;
hsp: Distância média entre o topo do entalhe e a superfície do corpo de prova.

Em seguida, foram determinadas as dimensões dos corpos de provas, através da média de duas medições em duas faces dos corpos de prova, tanto para a largura quanto para a altura.

O ensaio foi realizado em um atuador servo-hidráulico dinâmico com sistema fechado de controle de deformação acoplado a uma célula de carga de 70 kN e com vão de 500 mm. Para esse fim, as superfícies de apoio foram limpas e o corpo de prova foi posicionado na máquina, de maneira centralizado com o eixo longitudinal, de modo a formar ângulos de 90° com os eixos longitudinais dos roletes.

A distância entre os roletes foi verificada com duas medições e com todos os roletes uniformemente apoiados contra o corpo de prova, foi iniciado o ensaio.

A configuração de controle adotada foi por meio da medida da abertura do entalhe (CMOD). Com essa finalidade, foi instalado um clip gage (precisão: precisão: 1,0 x 10^-4 mm) no entalhe dos corpos de prova antes do ensaio. O controle da taxa de aumento de CMOD do corpo de prova foi de 0,05 mm/min até 0,10 mm e 0,20 mm/min até a finalização do ensaio.

Por conseguinte, foi obtida para cada corpo de prova, uma curva de carga-abertura de entalhe. A resistência à flexão (fLOP) e as resistências residuais para aberturas do entalhe iguais a 0,50, 1,50, 2,50 e 3,50 mm (fR,1, fR,2, fR,3, e fR,4, respectivamente) foram determinadas usando a Equação 2.

Equação 2 – Resistência à flexão ou residual

Onde:

f: Resistência à flexão ou residual.
P: Carga de pico ou carga residual para aberturas de entalhe iguais a 0,50, 1,50, 2,50 e 3,50 mm.
L: Vão de ensaio.
b: Largura média do corpo de prova na região de fratura.
hsp: Distância média entre o topo do entalhe e a superfície do corpo de prova.

Para este ensaio, foram testadas três configurações de roletes de apoio, apresentadas nas figuras a seguir. Sendo 7 corpos de prova ensaiados na primeira condição apresentada no tópico 3.3.4.1, 7 corpos de prova ensaiados na segunda condição apresentada no tópico 3.3.4.2 e 6 corpos de prova ensaiados na terceira condição apresentada no tópico 3.3.4.3.

3.3.4.1 Ensaio com roletes livres (Padrão ABNT NBR 16940)

A primeira configuração foi prescrita na ABNT NBR 16940 (ABNT, 2021b), em que os roletes de apoio rotacionam de maneira livre ao redor do próprio eixo, sendo que um deles pode rotacionar de maneira perpendicular ao eixo longitudinal do corpo de prova.

Figura 14 – Configuração conforme ABNT NBR 16940

3.3.4.2 Ensaio com roletes travados

A segunda configuração foi realizada de modo com que os roletes ficassem totalmente travados, exceto o eixo do lado direito, que podia rotacionar no sentido da seção transversal da amostra.

Figura 15 – Configuração com os roletes travados

3.3.4.3 Ensaio com roletes travados com atrito reduzido

A terceira configuração seguiu o modo totalmente travado, no entanto, foi adicionado um filme de politetrafluoretileno entre os roletes e o corpo de prova com o propósito de reduzir o atrito entre esses dois componentes.

Figura 16 – Configuração com os roletes travados e atrito reduzido

4. Resultados e discussão

Neste tópico, são apresentados e analisados, inicialmente, os resultados do ensaio de resistência à compressão (item 3.3.3). Em seguida, são apresentados e analisados os resultados dos três ensaios de resistência à flexão e residual (item 3.3.4). Por fim, é apresentada a correlação entre os resultados dos métodos de ensaios à flexão.

4.1 Determinação das propriedades do concreto fresco

As propriedades do concreto em estado fresco possuem uma alta influência na moldagem e nas propriedades do concreto em estado endurecido. Portanto, para a determinação das propriedades do concreto em estado fresco, foram encontrados abatimento (ABNT NBR 16889, 2020) e a massa específica (ABNT NBR 9833, 2009), seguindo o item 3.3.1 e 3.3.2.

Os resultados determinados estão apresentados na Tabela 3.

Tabela 3 – Características físicas do concreto fresco

Ensaio	Resultado
Abatimento sem fibras	110 mm
Abatimento com fibras	30 mm
Massa específica sem fibras	2373 kg/m3

Fonte: Próprio Autor.

A partir dos resultados apresentados, pode-se observar o impacto das fibras no abatimento do concreto. Ou seja, com a adição das fibras, há uma redução no abatimento pois a fibra dificulta a mobilidade da matriz, necessitando também de água para umedecer sua superfície. Deste modo, em baixos níveis de taxa de cisalhamento, a fluidez da mistura é reduzida.

4.2 Determinação da resistência à compressão

Os resultados médios de resistência à compressão foram obtidos conforme o item 3.3.3, obedecendo a NBR 5739:2018 e estão apresentados na Tabela 4.

Tabela 4 – Resistência mecânica à compressão do concreto reforçado com fibras poliméricas

Fonte: Próprio Autor.

De acordo com os dados obtidos, verifica-se que houve baixa variação entre os resultados, assegurando-se assim, a qualidade e a confiabilidade no processo de moldagem dos corpos de prova e testes.

4.3 Determinação da resistência à flexão e residual

Nos itens 4.3.1, 4.3.2 e 4.3.3 está apresentado nas figuras, as curvas tensão-abertura de fissura para os corpos de prova respectivos a cada configuração de ensaio. As tabelas, por sua vez, exibem os resultados derivados da avaliação das curvas.

4.3.1 Ensaio com roletes livres (ABNT NBR 16940)

Na Figura 17 – Curvas tensão-abertura de fissura com roletes de apoio conforme ABNT NBR 16940 Figura 17 e na Tabela 5 são apresentados os resultados obtidos através do teste de resistência à flexão seguindo as normas da NBR 16940. O gráfico trata da relação entre a tensão (MPa) e o descolamento da abertura da trinca (CMOD).

Figura 17 – Curvas tensão-abertura de fissura com roletes de apoio conforme ABNT NBR 16940

Tabela 5 – Resultados de resistência à flexão e residual para ensaio conforme ABNT NBR 16940

Corpo de Prova	fLOP (MPa)	fR,1 (MPa)	fR,2 (MPa)	fR,3 (MPa)	fR,4 (MPa)
1	4,70	1,84	1,65	1,73	1,76
2	4,43	1,63	1,26	1,34	1,39
3	4,95	1,74	1,30	1,30	1,27
4	4,16	1,63	1,67	1,79	1,82
5	4,64	1,84	1,77	1,85	1,88
6	4,50	1,91	1,56	1,60	1,59
7	4,48	1,65	1,27	1,35	1,41
Valor médio	4,55	1,75	1,50	1,57	1,59
Desvio padrão	0,25	0,12	0,21	0,23	0,24
Coeficiente de variação (%)	5,43	6,74	14,34	14,83	15,03

Fonte: Próprio Autor.

4.3.2 Ensaio com roletes travados

Na Figura 18 são apresentadas as curvas resultantes do ensaio de resistência à flexão com roletes travados.

Figura 18 – Curvas tensão-abertura de fissura com roletes travados

Na Tabela 6, são apresentados os resultados derivados da análise das curvas apresentadas na figura acima.

Tabela 6 – Resultados de resistência à flexão e residual para ensaio com roletes travados

Corpo de Prova	fLOP (MPa)	fR,1 (MPa)	fR,2 (MPa)	fR,3 (MPa)	fR,4 (MPa)
1	4,23	2,13	1,98	2,10	2,11
2	4,60	1,99	1,87	2,01	2,05
3	4,43	1,89	1,64	1,70	1,69
4	4,59	2,47	2,56	2,73	2,72
5	4,75	1,61	1,47	1,57	1,55
6	4,45	2,12	1,98	2,12	2,19
7	4,29	1,67	1,46	1,53	1,56
Valor médio	4,48	1,98	1,85	1,97	1,98
Desvio padrão	0,18	0,30	0,38	0,42	0,42
Coeficiente de variação (%)	4,09	15,01	20,57	21,19	21,29

Fonte: Próprio Autor.

4.3.3 Ensaio com roletes travados com atrito reduzido

Na Figura 19 são apresentadas as curvas obtidas através do ensaio de resistência à flexão com roletes travados com atrito reduzido. O gráfico apresenta relação entre a tensão e o descolamento da abertura da trinca.

Figura 19 – Curvas tensão-abertura de fissura com roletes travados com atrito reduzido

Na Tabela 7, são apresentados os resultados derivados da análise das curvas do ensaio com roletes travados com atrito reduzido.

Tabela 7 – Resultados de resistência à flexão e residual para ensaio com roletes travados e atrito

Corpo de Prova	fLOP (MPa)	fR,1 (MPa)	fR,2 (MPa)	fR,3 (MPa)	fR,4 (MPa)
1	5,39	1,92	1,83	1,96	2,00
2	5,07	1,92	1,73	1,81	1,83
3	4,31	1,94	1,69	1,75	1,76
4	4,71	1,78	1,45	1,47	1,44
5	4,63	1,99	1,82	1,91	1,92
6	4,66	1,71	1,66	1,76	1,77
Valor médio	4,80	1,88	1,70	1,78	1,79
Desvio padrão	0,38	0,11	0,14	0,17	0,20
Coeficiente de variação (%)	7,93	5,69	8,22	9,75	10,93

Fonte: Próprio Autor.

4.3.4 Resultados comparativos

A Figura 20 apresenta as curvas médias de tensão-abertura de fissura dos corpos de prova para as 3 configurações de ensaio realizadas.

Figura 20 – Curvas médias de tensão-abertura de fissura para as 3 configurações de ensaio testadas

A Tabela 8 apresenta os resultados médios obtidos no ensaio resistência à flexão e residual, de acordo com cada ensaio para fins comparativos. Entre parênteses estão apresentados os coeficientes de variação obtido para cada valor médio.

Tabela 8 – Resultados

Configuração do ensaio	fLOP (MPa)	fR,1 (MPa)	fR,2 (MPa)	fR,3 (MPa)	fR,4 (MPa)
Roletes livres (ABNT NBR 16940)	4,55(5,43%)	1,75(6,74%)	1,50(14,34%)	1,57(14,83%)	1,59(15,03%)
Roletes travados	4,48(4,09%)	1,98(15,01%)	1,85(20,57%)	1,97(21,19%)	1,98(21,29%)
Roletes travados com atrito reduzido	4,80(7,93%)	1,88(5,69%)	1,70(8,22%)	1,78(9,75%)	1,79(10,93%)

Fonte: Próprio Autor.

Comparando-se o ensaio de roletes livres, conforme a configuração padrão da ABNT, e o ensaio de roletes travados, pode-se analisar que as resistências pós-fissuração fR,2, fR,3 e fR,4 apresentaram resultados com aumento significativo na ordem dos 25%. O aumento observado em fR,1 foi de 15%.

Um dos fatores de influência para esse aumento é o travamento horizontal do corpo de prova durante o teste de flexão, o que gera uma carga de compressão axial. Ou seja, o travamento dos roletes altera a natureza do teste de flexão, que é originalmente projetado como um teste de flexão pura (N = 0), para um teste de flexão composta com uma pequena carga axial (N > 0) (ABNT, 2021b). Isso significa que é necessário aplicar uma carga maior para obter a mesma abertura de fissura, resultando em uma resposta de teste de flexão diferente na condição de ensaio com os roletes travados (COLLINS; MITCHELL, 1991). Isso mostra que a configuração dos roletes afeta a premissa de flexão simples do teste normativo, influenciando os resultados dos ensaios.

Ao considerar a configuração dos roletes travados com o uso do filme polimérico, observa-se que o aumento nas resistências residuais é menor em relação ao ensaio com roletes livres, aproximadamente 12%, devido à redução do atrito. Mesmo com a diminuição do atrito no contato entre os roletes e o corpo de prova, ainda há um aumento nas cargas residuais devido à fixação dos roletes, o que significa que a redução do atrito não é suficiente para obter resultados equivalentes ao resultado de referência.

5. Considerações Finais

Neste artigo foi estudada a influência da configuração do ensaio nos resultados dos testes de resistência à flexão de concretos reforçados com fibras poliméricas.

Sendo assim, constatou-se que:

• As diferentes configurações de roletes de apoio do corpo de prova impactam significativamente nos resultados de resistência residual obtidos;
• O uso da configuração de roletes travados altera o regime de flexão simples para flexão composta, ou seja, ocasiona a força de atrito em uma direção e a carga pontual do rolete e dos apoios em outra direção, elevando os valores de resistência residual;
• Embora o emprego do filme polimérico auxilie para minimizar o atrito entre os roletes e o corpo de prova, essa configuração de ensaio não é adequada para assegurar uma correspondência nas respostas com o resultado de referência, devido a sua grande alteração no coeficiente de variação;
• As configurações de ensaio utilizadas e seus respectivos resultados, agregam novas informações para os ensaios já previstos na ABNT NBR 16940, a fim de auxiliar na melhoria de procedimentos normativos.

6. Referências Bibliográficas

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  . ABNT NBR 16889: Concreto – Determinação da consistência pelo abatimento do tronco de cone. Rio de Janeiro: ABNT, 2020.

  . ABNT NBR 16939: Concreto reforçado com fibras – Determinação das resistências à fissuração e residuais à tração por duplo puncionamento – Método de ensaio. Rio de Janeiro: ABNT, 2021a.

  . ABNT NBR 16940: Concreto reforçado com fibras – Determinação das resistências à tração na flexão (limite de proporcionalidade e resistências residuais) – Método de ensaio. Rio de Janeiro: ABNT, 2021b.

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