AC Ambiente Construído Ambiente Construído 1415-8876 1678-8621 Associação Nacional de Tecnologia do Ambiente Construído - ANTAC Abstract In this study, the effect of incorporating polypropylene fibers (PF) into high-strength concrete (HSC) at elevated temperatures was investigated, and an analysis of potential spalling, residual compressive strength, tensile strength, static modulus of elasticity, water absorption, weight loss, electrical resistivity, ultrasonic pulse velocity, and microstructure, utilizing scanning electron microscopy (SEM), was conducted. A series of tests was performed on cylindrical specimens under progressive heating from 100 °C to 750 °C at a constant rate of 1 °C/min, maintaining the temperature for 60 minutes, and then cooling at 1 °C/min. Subsequently, several tests were executed. The results revealed the absence of spalling in any of the tests. They indicated that the PF addition enhanced the CAR’s residual compressive strength and electrical resistivity (up to 500 °C) and tensile strength and compactness (up to 250 °C). At higher temperatures (750 °C), PF inclusion caused the development of channels and escalation in microcracks and the degradation of the connection between the cement paste and aggregate, ultimately resulting in a decline in compressive strength. Introdução No passado, o concreto era considerado imune ao fogo devido à sua incombustibilidade, isolamento térmico e não liberação de gases. No entanto, diversos estudos impulsionaram uma mudança desta percepção, que começou a sofrer mudanças significativas a partir da segunda metade do século XX (Malhotra, 1982; Schneider, 1988; Khoury, 1992; Noumowé et al., 1996). Em situações de incêndio, as altas temperaturas podem causar diversos efeitos nocivos às estruturas de concreto, desde descoloração superficial ou manchas produzidas pela fumaça até a perda completa da resistência mecânica dos elementos estruturais (Souza; Moreno Junior, 2010; Zhang et al., 2021). Neste sentido, os elementos estruturais de concreto utilizados na construção civil devem ser projetados para atender não apenas às exigências mecânicas, mas também aos requisitos de resistência ao fogo. Os estudos sobre os efeitos das altas temperaturas nas estruturas de concreto podem ser divididos em duas áreas: alterações nas propriedades dos materiais devido às altas temperaturas e o desempenho estrutural dos elementos de concreto em situações de incêndio (Ali, 2002; Vasilchenko et al., 2021). Considerando o rápido desenvolvimento e a ampla utilização do concreto de alta resistência (CAR), o entendimento de seu comportamento e propriedades em diversas situações torna-se cada vez mais necessário, como no estado fresco, no estado endurecido e em situações de incêndio. Além disso, têm ocorrido vários acidentes em todo o mundo envolvendo estruturas construídas com CAR quando submetidas a altas temperaturas, o que leva à deterioração das propriedades mecânicas e da durabilidade e a uma maior tendência ao lascamento. Outro fator que destaca a necessidade de mais estudos sobre o CAR é a escassez de informações sólidas sobre seu comportamento em diversas situações (Ye et al., 2007), como exposição a ambientes agressivos, comportamento sob carga extrema e efeitos de variações térmicas. Khoury (2000) divide em três grupos os mecanismos que podem explicar o lascamento explosivo (spalling) do concreto: lascamento em função da pressão de vapor nos poros, da tensão térmica e da associação de pressão de vapor nos poros e da tensão térmica. Além do mais, pode-se deduzir que isso acontece porque ele possui uma microestrutura densa, o que parece ser uma desvantagem quando em altas temperaturas (Liu et al., 2021). Neste contexto, uma alternativa amplamente utilizada e discutida para o combate ao lascamento de materiais é a adição de fibras de polipropileno (FP). Com esta medida é possível minimizar a ocorrência de lascamento porque as fibras fundem e assim fornecem uma rota de saída para os vapores durante a decomposição térmica da pasta. Desta forma, a pressão interna gerada pelo concreto quando exposto ao fogo é reduzida e protege suas camadas internas, ampliando o tempo de combate ao incêndio e evacuação dos usuários (Figueiredo; Tanesi; Nince, 2002). No entanto, ainda não existe um consenso quanto à dosagem, tamanho e tipo apropriados de FP. O Eurocode 2 (BSI, 2004a), por exemplo, recomenda uma dosagem de 2 kg/m3 para a adição de fibras sintéticas ao CAR. Outro aspecto relevante que ainda precisa ser investigado é a distribuição de temperatura no interior do CAR para avaliar a influência da pressão no interior do corpo de prova à medida que a temperatura avança, bem como a taxa de aquecimento utilizada (Stindt; Forman; Mark, 2021). Dada a importância do concreto como elemento estrutural e preservando a sua estabilidade em condições de incêndio, é necessário desenvolver materiais e sistemas que melhorem o seu comportamento. Embora o CAR tenha maior durabilidade e resistência mecânica, fundamentais para o desempenho de uma edificação, é necessário mais do que apenas confiar em suas propriedades inerentes para garantir sua vida útil caso ele seja submetido a uma situação de incêndio e se alguns cuidados essenciais não forem tomados. Em pesquisas anteriores, os autores do presente trabalho investigaram a resistência ao fogo do CAR com adição de 2 kg/m3 de FP em suas propriedades mecânicas residuais e durabilidade. Além da temperatura ambiente, foram empregadas nas medições as temperaturas de 100, 200, 400, 600 e 800 ºC. Modelos de regressão simples com excelentes ajustes foram propostos para estimar as propriedades com base na temperatura (Resende et al., 2022). A correlação entre as propriedades também foi estudada e, então, modelos de regressão múltipla foram apresentados, dentre os quais se destacaram (com melhores ajustes) aqueles que consideraram temperatura e módulo de elasticidade dinâmico como estimadores (Resende et al., 2023). Entretanto, pode haver tendências ou fenômenos específicos que surgem em temperaturas intermediárias e não são evidentes nos patamares anteriores. Em outras palavras, patamares intermediários podem revelar fenômenos únicos ou transições de fase que não foram observados em temperaturas extremas, contribuindo para uma compreensão mais completa do comportamento do CAR, além de serem úteis para aprimorar modelos estatísticos previamente desenvolvidos. Então, estudar esses pontos pode revelar informações adicionais sobre o comportamento do concreto sob diferentes condições térmicas. Com esta perspectiva, este trabalho dá continuidade às pesquisas anteriores e tem como objetivo principal analisar a influência da adição de FP no CAR em temperaturas elevadas. Especificamente, utilizam-se as temperaturas de 25 (ambiente), 100, 250, 500 e 750 ºC para simular situações de incêndio e investigar as seguintes propriedades mecânicas e de durabilidade: resistência à compressão, módulo de elasticidade estático, resistência à tração, absorção de água, perda de massa, resistividade elétrica e velocidade de pulso ultrassônico, além de análise da microestrutura. Materiais e métodos Materiais A influência do tipo de cimento nas propriedades mecânicas do concreto em altas temperaturas é baixa (Schneider, 1988; Hager, 2013). Mesmo assim, para produzir o CAR, foi utilizado o cimento Portland CPV-ARI RS devido à sua capacidade de atingir altas resistências nos primeiros dias de aplicação. Foram realizados ensaios das propriedades mecânicas e físicas do cimento, conforme mostrado na Tabela 1. Os outros materiais são detalhadamente descritos no Quadro 1, sendo as FP apresentadas na Figura 1. A partir dessa tabela, é importante observar que ambos os agregados foram caracterizados em termos de granulometria (Figura 2) – módulo de finura e diâmetro máximo característico após o ensaio de caracterização granulométrica. Tabela 1 Caracterização mecânica e física do cimento CPV-ARI RS Ensaio Referência Resultado Unidade Resistência à compressão (1 dia) ≥ 14 (ABNT, 2019) 19,6 MPa Resistência à compressão (3 dias) ≥ 24 (ABNT, 2019) 31,8 MPa Resistência à compressão (7 dias) ≥ 34 (ABNT, 2019) 41,3 MPa Resistência à compressão (28 dias) – 52,4 MPa Área específica (Blaine) ≥ 300 (ABNT, 2015) 462 m2/kg Tempo de início de pega ≥ 60 (ABNT, 2015) 135 minutos Tempo de fim de pega ≤ 600 (ABNT, 2017) 205 minutos Quadro 1 Materiais usados para produzir o CAR Material Descrição Agregado miúdo Areia natural fornecida pela empresa Confins Transporte e coletada pela Supermix, apropriadamente armazenada em sacos plásticos Agregado graúdo Brita gnaisse 1, fornecida pela empresa Martins Lana e coletada pela Supermix, devidamente acondicionada em sacos plásticos Água Água potável, destinada ao consumo humano, fornecida pela companhia de Saneamento de Minas Gerais (Copasa) Aditivos MIRA SET 278 (aditivo plastificante polifuncional redutor de água) e MIRA FLOW 929 (aditivo plastificante polifuncional – mid-range), do fabricante GSP Microsílica Microsilica fornecida pela empresa Elkemmicrosílica Fibras Fibras de polipropileno tipo monofilamentos de 12 mm de comprimento e 25 µm de diâmetro, fornecidas pela empresa Viapol Figura 1 Fibras de polipropileno adicionadas ao CAR Figura 2 Curva granulométrica Dosagem e produção das amostras As amostras de referência (CARREF) foram preparadas seguindo o traço 1:1,4:1,4;0,35, como mostrado na Tabela 2, em massa por volume (kg/m3). Para as amostras com adição de FP (CARFP), inicialmente, 2 kg/m3 de fibras foram dispersos a seco, e o misturador foi posteriormente ativado para garantir uma distribuição uniforme na mistura. Após essa dispersão, a água e os aditivos foram introduzidos. Tabela 2 Dosagem do CAR Material Consumo [kg/m3] Cimento 569,4 Microsilica 56,94 Areia 796,8 Brita 796,8 Aditivo MIRA FLOW 929 4,56 Aditivo MIRA SET 278 4,56 Água 187,9 Parâmetros estudados A resistência à compressão residual, a resistividade elétrica e a compacidade foram analisadas neste estudo. Além disso, investigou-se a possível ocorrência de lascamento explosivo durante os ensaios de aquecimento, juntamente com uma análise da microestrutura das amostras, para compreender a morfologia do CAR com e sem FP após exposição a diferentes temperaturas. Nos ensaios de aquecimento, uma taxa constante de 1 °C/min foi usada para aquecer e resfriar os corpos de prova cilíndricos, que tinham 10 cm de diâmetro e 20 cm de altura (Monteiro et al., 2017; FIB, 2007). Durante esses ensaios, os corpos de prova foram mantidos no forno por uma hora a uma temperatura pré-estabelecida (100, 250, 500 ou 750 °C). Foram utilizados termopares para a medição, uma vez que o forno utilizado acomodava apenas dois corpos de prova, como ilustrado na Figura 3. Figura 3 Configuração dos ensaios de aquecimento O forno de aquecimento é do tipo Programador de Temperatura com Microprocessador, modelo FHMP do fabricante Digimec, e a distribuição de temperatura do concreto é obtida usando termopares do tipo K (Cromel/Alumel), com uma bainha rígida de metal com 3 mm de diâmetro e 1000 mm de comprimento, juntamente com um cabo flexível com uma ponta e uma mola, inserido em diferentes pontos do forno de aquecimento. Esse sensor de temperatura foi conectado a equipamentos de aquisição de dados da Lynx, modelo ADS2002, com um condicionador 2164. Mistura, moldagem, armazenamento e cura Seguindo a dosagem apresentada na Tabela 2, uma betoneira de 320 litros foi utilizada para misturar os materiais por aproximadamente 15 a 18 minutos, tempo suficiente para que o concreto alcançasse a consistência adequada, levando em consideração a relação água-cimento (a/c) adotada (Monteiro et al., 2017). As amostras foram moldadas em 2 ou 3 etapas, compactando-as em uma mesa vibratória, conforme recomendações normativas (RILEM, 1995, 2000, 2004). Após a identificação de todas as amostras e um período de 24 horas, elas permaneceram nos moldes por seis dias consecutivos, sem variação na umidade, e foram cobertas para evitar a perda de água (Monteiro et al., 2017; FIB, 2007; ABNT, 2018). Elas também foram armazenadas em uma câmara com temperatura controlada a 20±2 °C e uma umidade relativa de 50±5% (Figura 4) até completarem 56 dias. Por fim, as bordas das amostras foram tratadas mecanicamente para que ficassem planas e ortogonais ao seu eixo central aos 28 dias e aos 56 dias. Figura 4 Amostras com bordas tratadas mecanicamente armazenadas na câmara climatizada Procedimentos de ensaio Este estudo abordou uma variedade de propriedades do concreto, incluindo resistência à compressão, módulo de elasticidade, resistência à tração, absorção de água, perda de massa, resistividade elétrica e velocidade de pulso ultrassônico. Temperaturas de 25 °C (ambiente), 100 °C, 250 °C, 500 °C e 750 °C foram consideradas. Para cada temperatura, foram preparados corpos de prova de referência (sem FP) e corpos de prova com FP. Três corpos de prova cilíndricos, medindo 10 ×20 cm (diâmetro × altura), foram utilizados para cada ensaio e temperatura, totalizando 210 corpos de prova. Além disso, a análise da microestrutura foi realizada, utilizando pequenos fragmentos das amostras rompidas nos ensaios mecânicos, proporcionando uma compreensão aprofundada do comportamento do concreto em diversas condições térmicas. Resistência à compressão A resistência à compressão do concreto (fc) foi determinada de acordo com a norma NBR 5739 (ABNT, 2018). O ensaio foi conduzido utilizando uma prensa hidráulica com capacidade de 2000 kN, modelo PC 200 CS, fabricada pela EMIC, e conectada a um computador com o software TestScript. Inicialmente, três corpos de prova foram testados à temperatura ambiente após 28 dias de cura em condições naturais (ABNT, 2018). Os resultados demonstraram que a dosagem proposta (1:1,4:1,4;0,35) atendeu às expectativas de resistência de um CAR (fc ≥ 50 MPa) e, portanto, foi considerada como definitiva. Então, para cada temperatura, foram ensaiados três corpos de prova por amostra (com ou sem fibras). Módulo de elasticidade estático O módulo de elasticidade (E) foi determinado de acordo com a norma NBR 8522 (ABNT, 2017). Para a medição, foi utilizado um extensômetro eletrônico Emic, modelo EEDA, com uma faixa de medição de 0 a 2,5 mm, acoplado à prensa. Foram conduzidos ensaios em três corpos de prova para cada composição de concreto, abrangendo as temperaturas previamente especificadas. Determinação da resistência à tração por compressão diametral O ensaio de resistência à tração por compressão diametral (fct) do concreto seguiu as diretrizes estabelecidas na norma NBR 7222 (ABNT, 2011). Utilizou-se os mesmos equipamentos previamente mencionados para os ensaios de resistência à compressão axial, com a adição de um par de placas metálicas retangulares, acopladas à prensa hidráulica. Foram ensaiados três corpos de prova para cada amostra em cada temperatura. Absorção de água Três corpos de prova expostos a cada uma das temperaturas especificadas foram ensaiados, conforme determina a NBR 9778 versão 2 (ABNT, 2009a), para avaliar a absorção de água (A(%)). Perda de massa A perda de massa (m(%)) dos corpos de prova, expressa em porcentagem (%), foi obtida através da diferença entre as massas dos corpos de prova antes do aquecimento e aquelas registradas 24 horas após a exposição às elevadas temperaturas. Em detalhes, a massa inicial do corpo de prova de referência, medida antes do aquecimento, foi subtraída da massa do corpo de prova, registrada 24 horas após o término do processo de aquecimento. O resultado dessa diferença foi, então, multiplicado por 100 para expressar a m(%) em termos percentuais. Para a realização dessas medições, foi empregada uma balança da marca Líder, modelo LD 2051, com 100 kg de capacidade máxima e ±0,02 g de precisão. Resistividade elétrica A resistividade elétrica (RE) é um parâmetro qualitativo de durabilidade caracterizado pelo movimento de íons na rede de poros e está diretamente relacionada à umidade contida na estrutura (Diniz, 2018). Raisdorfer (2015) menciona que a RE é o parâmetro responsável por indicar o grau de dificuldade na passagem de corrente elétrica pelo material, o que representa a capacidade do concreto de resistir à condução de íons em sua estrutura quando há uma diferença de potencial elétrico. Quando ocorre corrosão no compósito cimentício, o ensaio de resistividade identifica a presença de umidade na estrutura (Ghoddousi; Saadabadi, 2017). Nesta pesquisa, o ensaio de resistividade elétrica superficial utilizado foi o método de quatro eletrodos (método de Wenner), no qual a resistividade é medida pela diferença de potencial entre os eletrodos internos através da passagem de uma corrente elétrica alternada, com uma frequência de até 40 Hz. De acordo com a Proceq (PROCEQ, 2017), a medição é feita aplicando uma corrente elétrica através dos eletrodos externos. Em contrapartida, os eletrodos internos indicam uma diferença de potencial para determinar a resistividade elétrica do material. O aparelho de resistividade elétrica de superfície (Figura 5) possui um espaçamento padrão de 50 mm e é projetado para leitura de amostras de 15 × 30 cm ou peças maiores. Em comparação, o aparelho de 38 mm faz medições em concretos menores, como peças de 10 × 20 cm. Isso ocorre porque as amostras devem ter um espaçamento adequado entre os eletrodos externos para permitir a medição da resistividade através de bulbos de corrente elétrica. Para as amostras deste estudo, que medem 10 × 20 cm, foi utilizado uma frequência de 40 Hz. Figura 5 Aparelho de resistividade elétrica superficial (PROCEQ, 2017) A taxa de corrosão da armadura é considerada inversamente proporcional à resistividade elétrica, exceto em situações de saturação ou valores muito elevados de resistividade (Hornbostel; Larsen; Geiker, 2013). Na pesquisa realizada por Polder (2001), pode-se observar que as amostras expostas a ambientes laboratoriais e marinhos mostram uma relação entre os valores de resistividade elétrica e a taxa de corrosão, de acordo com a agressividade do ambiente ao qual estão sujeitas. Hornbostel, Larsen e Geiker (2013), em um estudo sobre resistividade elétrica e a probabilidade de corrosão da armadura, realizaram uma busca na literatura disponível sobre o assunto e coletaram informações comparando esses dois parâmetros, conforme mostrado na Tabela 3. Tabela 3 Intensidade da corrosão em termos de resistividade (Ω.m) Referência Risco baixo Risco médio Risco alto Corrosão por Bertolini et al. (2004) < 50 50–120 > 120 Cloretos Cavalier e Vassie (1981) < 65 65–85 > 85 Cloretos López e González (1993) < 70 70–300 > 300–400 Cloretos Morris et al. (2002) < 100 100–300 > 300 Cloretos Gonzalez, Miranda e Feliu (2004) < 200 200–1000 > 1000 Cloretos Elkey e Sellevold (1995) < 50 In discussion > 100–730 Geral Andrade e Alonso (1996) < 100 100–1000 > 1000–2000 Geral Polder (2001) < 100 100–1000 – Geral Broomfield e Millard (2002) < 50 50–200 > 200 Geral Smith, Schokker e Tikalsky (2004) < 80 80–120 > 120 Geral Fonte: adaptado de Hornbostel, Larsen e Geiker (2013). Velocidade de pulso ultrassônico O ensaio de velocidade de pulso ultrassônico (VPU) é um método não destrutivo que permite examinar uma estrutura sem afetar sua aparência ou desempenho. Este ensaio avalia a homogeneidade do material e fornece controle sobre variações de propriedades ao longo do tempo, analisando a velocidade de propagação das ondas ultrassônicas. É eficaz na detecção de regiões heterogêneas dentro de uma estrutura e na avaliação de sua compacidade (Lorenzi et al., 2009). Os ensaios de ultrassom são sensíveis a vários fatores, tornando-os valiosos para a caracterização de materiais, avaliação de integridade e determinação de propriedades físicas. Essa técnica é comumente usada para controle de qualidade, detecção de defeitos, medição de espessura e caracterização de materiais de concreto. A Figura 6 exibe o equipamento da Proceq utilizado para realizar os ensaios de ultrassom nas amostras de CAR. Figura 6 Equipamento para ensaio de ultrassom Análise da microestrutura Um microscópio eletrônico de varredura (MEV) foi utilizado para analisar a morfologia do CAR com a adição de FP após a exposição a diferentes temperaturas. O MEV utilizado foi o modelo TM3000, produzido pela Hitachi, e possui imagens de elétrons retroespalhados. Resultados e discussões A Tabela 4 resume os resultados dos ensaios de aquecimento realizados nas amostras a temperaturas de 100, 250, 500 e 750 °C. Para cada temperatura, uma amostra com e sem FP foi testada após três meses de cura ao ar. Conforme mostrado nessa tabela, não houve lascamento em nenhum dos testes, indicando a eficácia da metodologia adotada para os testes de aquecimento. Tabela 4 Detalhes dos ensaios de aquecimento Amostras Temperatura [ºC] Tempo de exposição Spalling CARREF e CARFP 100 3 h and 40 min Sem ocorrência CARREF e CARFP 250 8 h and 30 min Sem ocorrência CARREF e CARFP 500 16 h and 50 min Sem ocorrência CARREF e CARFP 750 25 h and 10 min Sem ocorrência A seguir são apresentados os resultados de todas as propriedades estudadas. O teste de contraste de médias de Tukey foi aplicado para avaliar a influência dos fatores individuais (FP e temperatura) a 5% de significância, sendo que a letra “a” indica que o nível do fator se associa significativamente ao valor médio mais alto, a letra “b” ao segundo mais alto, e assim por diante. Letras iguais indicam médias equivalentes entre os níveis do fator. Resistência à compressão A Tabela 5 mostra os resultados da resistência à compressão (fc). O CARREF exibiu fc aproximadamente 4% maior que o CARFP, atribuída à microestrutura mais densa, menos porosa, com poros menores e mais segmentada. É importante notar que as fibras de polipropileno não conferem aumento de resistência à compressão na temperatura ambiente quando comparado com a amostras sem fibras, por vezes provocando redução desta propriedade (Bošnjak; Ozbolt; Hahn, 2013). Tabela 5 Resultados de fc e diferença relativa em relação à temperatura ambiente Temperatura [ºC] CARREF CARFP fc [MPa] (CV; Tukey) Δ% fc [MPa] (CV; Tukey) Δ% 25 (ambiente) 58,41 (2,02; a) - 56,32 (3,09; b) - 100 55,78 (4,84; a) -4,50 70,24 (4,18; a) 24,72 250 48,68 (5,04; b) -16,66 58,57 (5,44; b) 4,00 500 37,16 (2,33; c) -36,38 39,03 (3,11; c) -30,70 750 25,63 (2,12; d) -56,12 24,68 (1,98; d) -56,18 Nota: CV—Coeficiente de variação. Os resultados na Tabela 5 indicam que a fc do CARREF diminui com o aumento da temperatura. Contrariamente, na amostra de CARFP, é observado um aumento de cerca de 25% a 100 °C e 4,0% a 250 °C em relação à temperatura ambiente. Esse aumento pode ser atribuído à sílica não reagida, que reage com o cimento e hidrata para produzir silicato de cálcio hidratado (C–S–H) (Hiremath; Yaragal, 2017). Hossain (2006) associa esse aumento à formação de uma pasta de cimento mais forte após a evaporação da água livre a 200 °C, resultando em maiores forças de Van der Waals entre as partículas de gel. Outros autores sugerem que a hidratação de grãos de cimento não hidratados e a carbonatação do óxido de cálcio podem contribuir para esse aumento (Sarshar; Khoury, 1993). A 500 °C, foi observada uma diminuição na fc de 36% para o CARREF e 31% para o CARFP em comparação com a temperatura ambiente. É importante mencionar que as fibras sintéticas geralmente derretem em torno de 300 ºC, o que aumenta a porosidade do concreto e cria rotas de escape para a redução da pressão de vapor da água adesiva. No entanto, a fusão das fibras também causa incompatibilidade térmica entre o agregado e a pasta de cimento, aumentando o espaço livre e criando um amortecedor térmico. Portanto, esse fenômeno beneficia a evaporação da água e melhora a fc da amostra CARFP até uma temperatura de 250 °C. A 750 °C, há uma diminuição significativa na fc residual de aproximadamente 56% para todas as amostras, independentemente da presença de fibras. Essa diminuição ocorre devido à transformação de hidróxido de cálcio em óxido de cálcio entre 400 e 500 °C e à redução e desintegração do silicato de cálcio hidratado entre 400 e 600 °C (Rashad; Zeedan, 2012). Além disso, a fusão da FP cria canais que aumentam a porosidade do concreto. De acordo com Ma et al. (2015), a transformação do quartzo da forma α para β em torno de 571 °C causa uma expansão volumétrica do CAR, resultando em uma redução na ligação entre o agregado e a pasta de cimento. Essa diminuição também pode estar associada à decomposição do gel de hidrato de cálcio, o que causa uma deterioração significativa do CAR (Demirel; Keleştemur, 2010). Os valores na Tabela 5 sugerem que a adição de FP ao CAR reduz a desintegração e mantém a fc próxima à do CARREF nessa faixa de temperatura. Com base nos resultados obtidos e nas informações apresentadas, é possível concluir que, em geral, a fc do CARFP permanece menor do que a do CARREF em todas as faixas de temperatura investigadas. É importante observar que a comunidade científica apresenta resultados contraditórios em relação à fc residual do CAR com FP, ou seja, alguns estudos mostram uma redução na resistência residual, enquanto outros indicam um aumento. Essa divergência pode ser atribuída a variações nas condições experimentais, como o processo de cura, as condições das amostras e a taxa de aquecimento. Módulo de elasticidade estático Os resultados do módulo de elasticidade estático (E) estão fornecidos na Tabela 6. É relevante salientar que o E do concreto pode ser influenciado pelos mesmos fatores que impactam a sua fc (Malhotra, 1982). Tabela 6 Resultados de E e diferença relativa em relação à temperatura ambiente Temperatura [ºC] CARREF CARFP E [MPa] (CV; Tukey) Δ% E [MPa] (CV; Tukey) Δ% 25 (ambiente) 30,52 (13,72; a) - 31,03 (14,91; a) - 100 28,70 (14,16; a) -5,96 28,61 (14,18; a) -7,79 250 22,62 (6,81; b) -25,88 22,13 (4,17; b) -28,68 500 13,01 (1,86; c) -57,37 12,94 (2,40; c) -58,30 750 3,67 (2,26; d) -87,98 3,92 (1,99; d) -87,37 Nota: CV—Coeficiente de variação. O E do CARFP superou o do CARREF em 1,7% à temperatura ambiente, evidenciando o impacto positivo das FP. Essa melhoria está alinhada com estudos que indicam aumento no E do material a 25 °C com a inclusão de FP (Gencel et al., 2011), atribuindo tal efeito ao aumento da ductilidade. Com o aumento da temperatura, ocorre uma diminuição no E em todas as amostras, indicando uma tendência de decréscimo até 750 °C devido a microfissuras na pasta de cimento causadas pelo ciclo térmico (Cifuentes et al., 2012). A 100 °C, o E do CARREF diminuiu quase 6%, e o do CARFP reduziu 7,8%, evidenciando o efeito negativo das FP nessa faixa de temperatura devido à influência da pressão de vapor. A 250 ºC, as essas perdas foram de 25,9% e 26,7%, respectivamente. Na exposição a 500 °C, as perdas foram de 57,4% e 58,3% para o CARREF e o CARFP, respectivamente, devido a microfissuras térmicas causadas pelo aumento da temperatura. A amostra de CARFP teve menor perda entre 250 °C e 500 °C, graças à redução da pressão de vapor pelas FP em fusão, permitindo evacuação eficiente. A tendência de queda acentuada do E nas amostras se repete a 750 °C, com perdas de 88% para o CARREF e 87,4% para o CARFP. Na amostra de CARFP, essa perda ocorre principalmente pela formação de uma rede densa de canais derretidos pelas FP em altas temperaturas, favorecendo fissuras na microestrutura do CAR. As elevadas perdas a 750 °C são explicadas pelo desenvolvimento de microfissuras, indicando que a diminuição do E é mais rápida que a das fc. A adição de FP não altera essa tendência, concluindo que o E do CAR diminui gradualmente até 250 °C e, a partir de então, diminui acentuadamente até 750 °C. Resistência à tração por compressão diametral A Tabela 7 apresenta os resultados dos ensaios de resistência à tração por compressão diametral (fct). Tabela 7 Resultados de fct e diferença relativa em relação à temperatura ambiente Temperatura [ºC] CARREF CARFP fct [MPa] (CV; Tukey) Δ% fct [MPa] (CV; Tukey) Δ% 25 (ambiente) 4,78 (2,37; a) - 5,27 (2,00; b) - 100 4,62 (2,41; a) -3,35 5,16 (3,39; b) -2,09 250 3,96 (5,38; b) -17,15 5,42 (6,56; a) 2,85 500 2,95 (2,94; c) -38,28 2,91 (1,58; c) -44,78 750 1,38 (2,13; d) -71,13 1,44 (1,77; d) -72,68 Nota: CV—Coeficiente de variação. À temperatura ambiente, a adição de FP na amostra de CARFP resultou em uma fct 10,25% superior em comparação com a amostra de CARREF, indicando um impacto positivo dessas fibras no aumento da fct. Estudos anteriores corroboram a influência benéfica das FP na fct em concretos a 25 °C (Shah, 1992). Com o aumento da temperatura, todas as amostras de CARREF apresentaram diminuição na fct, enquanto as amostras de CARFP mostraram uma diminuição de 2,09% a 100 °C, seguida por uma recuperação significativa de 2,9% a 250 °C em relação à fct em temperatura ambiente. Esse aumento é atribuído ao desenvolvimento de hidratos secundários, à conversão de grãos de cimento não hidratados e ao efeito positivo da fusão das FP na faixa de temperatura de 250 °C (MA et al., 2015). A exposição a 500 °C resultou em reduções significativas na fct para ambas as amostras, CARREF e CARFP, diminuindo 38,3% e 44,8%, respectivamente, em relação aos valores em temperatura ambiente. A queda acentuada na amostra de CARFP é atribuída à formação de uma densa rede de canais derretidos pelas FP, causando fissuras na microestrutura do concreto e levando à falha repentina sob carga de tração. Essa tendência de redução persiste a 750 °C, devido a fatores como degradação química, microfissuras, incompatibilidades térmicas e mudança de fase dos agregados de quartzo. A perda significativa de fct a 750 °C, tanto para CARREF quanto para CARFP, resulta da evaporação da água de ligação, derretimento das FP e mudança de fase do material quartzítico, provocando fissuras radiais e, consequentemente, uma diminuição considerável na fct do concreto (Nijland; Larbi, 2001). Absorção de água A Tabela 8 apresenta os resultados dos ensaios de absorção de água (A(%)). De modo geral, eles revelam uma clara correlação entre o aumento da temperatura e a taxa de absorção para todas as amostras de concreto. Tabela 8 Resultados de A(%) e diferença relativa em relação à temperatura ambiente Temperatura [ºC] CARREF CARFP A(%) [%] (CV; Tukey) Δ% A(%) [%] (CV; Tukey) Δ% 25 (ambiente) 0,30 (0,94; e) - 0,41 (0,62; e) - 100 0,85 (1,03; d) 183 1,28 (1,27; d) 212 250 3,89 (5,88; c) 1.197 4,31 (6,70; c) 951 500 6,81 (3,91; b) 2.170 7,31 (2,72; b) 1.683 750 9,59 (2,81; a) 3.097 10,38 (4,01; a) 2.432 Nota: CV—Coeficiente de variação. À temperatura ambiente, a amostra de CARREF exibiu uma A(%) menor em comparação com a amostra de CARFP. Isso se deve possivelmente à maior resistência mecânica da amostra de CARREF, devido à sua microestrutura mais densa, com menor porosidade e poros de dimensões menores e mais segmentados. A 100 °C, observou-se um leve aumento na A(%) para ambas as amostras de CARFP e CARREF. A 250 °C, ocorreu um aumento significativo na porcentagem de A(%) nas amostras de CARFP e CARREF, sendo que a amostra de CARFP apresentou um valor ligeiramente superior à de CARREF. Esse aumento pode ser atribuído à maior penetração de água por meio dos espaços vazios e canais formados pelas FP derretidas. A 500 °C, a A(%) de água também aumentou consideravelmente para ambas as amostras de CARFP e CARREF, registrando 7,3% e 6,8%, respectivamente. Isso ocorreu, mais uma vez, devido ao derretimento das FP. A 750 °C, essa tendência de aumento persistiu, e a análise de MEV confirmou o derretimento das fibras e a formação de canais, como discutido anteriormente. Na temperatura de 750 °C, a amostra de CARFP apresentou uma A(%) de água de cerca 10%, valor superior ao observado na amostra de CARREF. Esse aumento está associado à maior quantidade de FP derretidas, que resulta na formação de mais canais e vazios interconectados, permitindo uma penetração mais fácil da água no concreto. Globalmente, o CARFP demonstrou maiores ganhos de A(%) em relação à temperatura ambiente, destacando-se a 750 °C, possivelmente devido ao efeito das FP na trabalhabilidade, reduzindo a fluidez e introduzindo poros na mistura de concreto (Ramezanianpour et al., 2013). Estudos anteriores, como os de Kalifa, Chene e Galle (2001), Fares, Noumowe e Remond (2009) e Ye et al. (2007), relacionaram o aumento da porosidade e absorção de água à elevação da temperatura, à saída de água, à formação de microfissuras e à decomposição de C–S–H e hidróxido de cálcio (CH). Perda de massa A Tabela 9 apresenta os resultados de perda de massa (m(%)). Vale ressaltar que as perdas são mais acentuadas em temperaturas acima de 100 °C e que, em patamares iguais ou menores que esse, não houve m(%) em nenhuma amostra. Tabela 9 Resultados de m(%) Temperatura [ºC] CARREF CARFP m(%) [%] (CV; Tukey) m(%) [%] (CV; Tukey) 250 3,08 (1,29; c) 3,41 (1,18; c) 500 5,56 (1,84; b) 6,37 (1,66; b) 750 7,99 (1,23; a) 9,02 (1,51; a) Nota: CV—Coeficiente de variação. O aumento de temperatura resultou em uma maior m(%), sendo as perdas do CARFP sempre superiores às do CARREF. As perdas foram mais pronunciadas em temperaturas acima de 100 °C, e abaixo desse valor, nenhuma amostra apresentou m(%). A presença de fibras sintéticas (nas amostras de CARFP) aumenta as m(%) em temperaturas acima de 500 °C, resultando em maior m(%) em comparação com o CARREF. Esse aumento é atribuído à fusão e evaporação das fibras, causando perda de água em suas formas livre, adsorvida e quimicamente combinada. A análise a 250 °C revela que não há diferença significativa na m(%) entre as amostras CARFP e CARREF. A 500 °C, a m(%) é maior no CARFP, persistindo nas temperaturas de 750 °C, com a maior variação de 14%. Este resultado é consistente com estudos anteriores, indicando que a presença de fibras aumenta as perdas de massa após exposição a altas temperaturas (Xiao; Falkner, 2006). Resistividade elétrica A Tabela 10 apresenta os resultados da variação média na resistividade elétrica (RE), possibilitando avaliar o risco de corrosão de armaduras no CAR com base na literatura (Polder, 2001), ou seja: para uma superfície de concreto com resistividade elétrica superior a 200 Ω.m, risco desprezível; entre 100 e 200 Ω.m, risco baixo; entre 50 e 100 Ω.m, risco alto; e menos de 50 Ω.m, risco muito alto. Tabela 10 Resultados de ER e diferença relativa em relação à temperatura ambiente Temperatura [ºC] CARREF CARFP RE [Ω.m] (CV; Tukey) Δ% RE [Ω.m] (CV; Tukey) Δ% 25 (ambiente) 296,30 (3,01; a) - 240,90 (1,45; a) - 100 267,50 (2,10; b) -9,72 247,75 (1,19; a) 2,84 250 256,30 (1,84; c) -13,50 243,79 (1,90; a) 1,20 500 168,40 (1,87; d) -43,16 101,18 (0,99; b) -42,00 750 56,48 (1,66; e) -80,94 43,92 (1,08; c) -81,76 Nota: CV—Coeficiente de variação. Observa-se que o aumento da temperatura leva a uma diminuição nos valores de RE para todas as amostras de CARREF, e estas apresentam uma RE maior do que as amostras de CARFP em todos os níveis de temperatura. Na temperatura ambiente, o CARREF apresentou uma RE mais alta, provavelmente porque esta amostra possui maior resistência mecânica à compressão. Além disso, a amostra CARFP absorve quantidades menores de água no processo de moldagem da amostra de teste porque a FP ocupa os poros vazios. Além disso, os resultados de RE obtidos à temperatura ambiente representam um risco desprezível de corrosão da armadura. A 100 °C, a amostra de CARFP ganhou cerca de 2,8% em RE em relação à temperatura ambiente, enquanto a amostra de CARREF perdeu 9,7%. Essa diferença se deve à insuficiência da amostra de CARREF em liberar a pressão de vapor do núcleo de concreto, o que possivelmente reduz a capacidade de resistir à condução de íons em sua estrutura e proporciona uma maior perda de umidade do que a RE. À temperatura ambiente, o risco de corrosão da armadura pode ser desprezível em todas as amostras. A 250 °C, a tendência foi a mesma, com um ganho de aproximadamente 1,2% em RE para CARFP e uma perda de 13,5% para CARREF. Isso ocorre porque, acima de 170 °C, a FP derrete e cria canais na estrutura de concreto, reduzindo a pressão de vapor, mantendo uma excelente capacidade de resistir à condução de íons e proporcionando menos perda de umidade. Mais uma vez, o risco de corrosão da armadura pode ser negligenciado em todas as amostras. A 500 °C, houve um aumento acentuado na perda de RE para todas as amostras, com perdas de 43,2% e 42% em CARREF e CARFP, respectivamente. A amostra de CARFP apresentou melhor desempenho de RE à temperatura ambiente, provavelmente liberando a pressão de vapor do núcleo de concreto, proporcionando boa capacidade de resistência à condução de íons e menos perda de umidade, como ocorreu nas temperaturas de 25 ºC e 250 ºC. Novamente, a RE obtida para todas as amostras nesse nível de temperatura representa um baixo risco de corrosão da armadura. A 750 °C, foram observados os maiores valores de perda de RE das amostras em relação à temperatura ambiente. Conforme mostrado na Tabela 10, as amostras de CARFP e CARREF tiveram uma perda de aproximadamente 81%, o que se deve ao grande número de microfissuras desenvolvidas nas amostras de teste, mostrando que, a esse nível de temperatura, há um risco muito alto de corrosão da armadura. Velocidade de pulso ultrassônico A Tabela 11 apresenta os resultados de velocidade de pulso ultrassônico (VPU). A Tabela 12, por sua vez, é usada para analisá-los, revelando a correlação entre a VPU e a qualidade do concreto, conforme referenciado na literatura (IS, 1992; BSI, 2004b; ASTM, 2016; ABNT, 2009b; Salim Al-Nu’man, 2015; Muduli; Mukharjee, 2019). Tabela 11 Resultados de VPU e diferença relativa em relação à temperatura ambiente Temperatura [ºC] CARREF CARFP VPU [m/s] (CV; Tukey) Δ% VPU [m/s] (CV; Tukey) Δ% 25 (ambiente) 4.649,66 (0,23; a) - 4.567,00 (0,19; a) - 100 4.567,33 (0,18; b) -1,78 4.494,33 (0,87; b) -1,59 250 3.480,23 (0,61; c) -25,15 3.518,00 (0,34; c) -22,97 500 2.227,85 (1,12; d) -52,09 2.040,30 (0,22; d) -55,33 750 918,02 (1,04; e) -80,26 894,50 (0,29; e) -80,41 Nota: CV—Coeficiente de variação. Tabela 12 Critérios de avaliação do concreto com base na VPU aos 28 dias Velocidade do pulso ultrassônico [m/s] Qualidade do concreto VPU > 4.500 Excelente 3.500 < VPU < 4.500 Ótimo 3.000 < VPU < 3.500 Bom 2.000 < VPU < 3.000 Regular VPU < 2.000 Ruim Em geral, o aumento da temperatura resultou em uma redução nos valores de VPU em todas as amostras, o que está de acordo com a literatura (Yang et al., 2009). É amplamente reconhecido que quanto menor o valor relativo de VPU, maior o dano. A transmissão de ondas ultrassônicas através da massa de concreto é significativamente afetada pela presença de microfissuras. Portanto, a diminuição da VPU com o aumento da temperatura representa uma medida sensível da progressão das fissuras no material. Na Tabela 11, o CARFP mostrou uma menor perda nos valores de VPU em comparação com o CARREF a temperaturas de 100 °C e 250 °C. Essa perda ocorreu devido à incapacidade das amostras de CARREF de liberar a pressão de vapor do núcleo de concreto, levando à formação de microfissuras e descontinuidades na matriz de concreto. Além disso, a 250 °C, os valores de VPU das amostras de CARFP foram superiores aos das amostras de CARREF. Pode-se afirmar que, a 100 °C, todos os resultados indicam excelente qualidade do concreto, enquanto a 250 °C, indicam boa qualidade. A 500 °C, houve um aumento acentuado na perda de VPU em relação à temperatura ambiente para a amostra de CARFP (55,3%) em comparação com a amostra de CARREF (52,1%). Esse aumento ocorre porque a evaporação das fibras cria canais que aumentam as microfissuras internas e, como resultado desse aumento, a qualidade do concreto diminui. Os valores de VPU obtidos a essa temperatura indicam uma qualidade regular do concreto para todas as amostras. A 750 °C, foi observado um aumento significativo na perda de VPU em relação à temperatura ambiente, de aproximadamente 80%. Esse ganho ocorre devido à formação de poros e fissuras devido à fusão das fibras, especialmente no caso das amostras de CARFP em temperaturas mais elevadas, implicando em mudanças físico-químicas na pasta de cimento. Além disso, as amostras de CARFP e CARREF sofrem incompatibilidade térmica entre a pasta de cimento e o agregado, o que altera as propriedades mecânicas do concreto. Além disso, o aumento no número de fissuras retarda a velocidade do pulso no concreto [54], resultando em baixos valores de VPU. Os resultados obtidos para todas as amostras indicam baixa qualidade do concreto a essa temperatura. Análise da microestrutura A Figura 7 apresenta a microestrutura das amostras de CARREF (na temperatura ambiente) e de CARFP em todas as temperaturas analisadas. Figura 7 Microestrutura do concreto A microestrutura do CARREF a 25 ºC (Figura 7a) se apresentou densa, com arranjos de compostos hidratados, característica que persistiu nas amostras de CARFP (Figura 7b). Nas temperaturas de 100 ºC (Figura 7c) e 200 ºC (Figura 7d), observa-se uma ITZ com indícios de desprendimento entre a pasta e o agregado. Entretanto, foi observado um aumento na fc nas amostras de CAR com FP até 200 °C, cujas razões foram discutidas anteriormente. Ao atingir 500 ºC, a microestrutura (Figura 7e) revelou a formação de canais resultantes da fusão das FP, possivelmente resultando em uma diminuição na fc em comparação com 250 ºC. A 750 ºC, ocorreu a decomposição do hidróxido de cálcio, causando a formação de fissuras devido à expansão térmica entre a pasta de cimento e o agregado. A deterioração da zona de interface e uma maior presença de microfissuras nas amostras de CARFP (Figura 7f). Essas imagens também revelam uma zona porosa e uma interface fraca entre o agregado e a pasta de cimento, o que contribuiu para a queda significativa na fc residual. Conclusões Este trabalho analisou a influência das FP no CAR em altas temperaturas, e as seguintes conclusões podem ser tiradas: em geral, a fc do CARFP permanece mais baixo do que o do CARREF em todos os níveis de temperatura investigados. Além disso, a adição de FP melhora a fc do CAR em temperaturas mais baixas (até 250 °C), mas não consegue evitar uma queda significativa na resistência em temperaturas muito elevadas (750 °C); a adição de FP ao CAR demonstrou impacto positivo (mas não significativo) no E à temperatura ambiente em relação ao CARREF. Entretanto, a presença de FP resultou em efeitos negativos em temperaturas entre 100 °C e 250 °C, evidenciando uma tendência de queda acentuada do E em todas as amostras até 750 °C, devido à formação de microfissuras; as FP impactaram positivamente os valores de fct do CAR à temperatura ambiente em comparação com o CARREF. Contudo, em altas temperaturas, ambas as amostras mostraram significativa redução na fct, sendo a queda mais pronunciada no CARFP devido à formação de canais derretidos pelas FP, resultando em fissuras e falha sob carga de tração, evidenciando desafios em temperaturas elevadas; o CARFP demonstrou, em todas as temperaturas testadas, maior A(%) em relação ao CARREF, indicando aumento progressivo e se destacando significativamente a 750 °C devido ao derretimento das fibras e formação de canais, o que facilita a penetração da água no concreto; o aumento de temperatura provocou maiores m(%) em todas as amostras, sendo o CARFP mais suscetível, apresentando perdas superiores às do CARREF, especialmente acima de 100 °C; o aumento da temperatura leva a uma diminuição na RE em todas as amostras, com o CARREF apresentando valores de RE mais altos do que o CARFP em todos os níveis de temperatura. A presença de FP parece beneficiar a RE em temperaturas mais elevadas devido à liberação da pressão de vapor, resultando em menos perda de umidade. No entanto, a 750 °C, todas as amostras experimentaram uma redução significativa na RE, indicando um alto risco de corrosão da armadura; a incorporação de FP no CAR oferece alguns benefícios em relação à liberação de pressão de vapor e à manutenção da qualidade do concreto a 100 °C e 250 °C em comparação com o CAR de referência. No entanto, a 500 °C e especialmente a 750 °C, a presença de fibras leva a um aumento na perda de VPU e a uma queda na qualidade do concreto devido à formação de fissuras e poros; e a análise de MEV indica que a adição de FP melhora a microestrutura do CAR até 200 °C, mas a 500 °C e 750 °C, a presença de FP leva à formação de canais, ao aumento de microfissuras e à deterioração da interface entre a pasta de cimento e o agregado, resultando em uma diminuição significativa na fc. Essas conclusões sugerem que os padrões observados neste estudo devem ser comparados com aqueles em CAR produzidos com diferentes misturas, aditivos e tipos de fibras. Pesquisas futuras devem priorizar a otimização do teor de fibras, explorar aditivos adicionais, investigar interações complexas entre FP, temperatura e RE e melhorar o desempenho em altas temperaturas do CAR. É importante observar que os resultados apresentados aqui se referem especificamente a amostras de CARFP com teor de 2 kg/m3, e quaisquer desvios dessa dosagem merecem uma investigação mais aprofundada. RESENDE, H. F.; REIS, E. D.; CHRISTOFORO, A. L.; BRANCO, L. A. M. N. Influência de fibras de polipropileno em concreto de alta resistência em temperaturas elevadas. Ambiente Construído, Porto Alegre, v. 25, e136778, jan./dez. 2025. Referências ALI, F. Is high strength concrete more susceptible to explosive spalling than normal strength concrete in fire? Fire and materials, v. 26, n. 3, p. 127-130, 2002. 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ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS NBR 7222: concreto e argamassa: determinação da resistência à tração por compressão diametral de corpos de provas cilíndricos Rio de Janeiro 2011 ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 8522: concreto: determinação dos módulos estáticos de elasticidade e de deformação à compressão. Rio de Janeiro, 2017. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS NBR 8522: concreto: determinação dos módulos estáticos de elasticidade e de deformação à compressão Rio de Janeiro 2017 ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 8802: concreto endurecido: determinação da velocidade de propagação de onda ultrassônica. Rio de Janeiro, 2009b. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS NBR 8802: concreto endurecido: determinação da velocidade de propagação de onda ultrassônica Rio de Janeiro 2009b ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 9778 v. 2: argamassa e concreto endurecidos: determinação da absorção de água, índice de vazios e massa específica. Rio de Janeiro, 2009a. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS NBR 9778 v. 2: argamassa e concreto endurecidos: determinação da absorção de água, índice de vazios e massa específica Rio de Janeiro 2009a BERTOLINI, L. et al. Corrosion of steel in concrete. Weinheim: Wiley-VCH Verlag GmbH & Co., 2004 BERTOLINI L Corrosion of steel in concrete Weinheim Wiley-VCH Verlag GmbH & Co 2004 BOŠNJAK, J.; OŽBOLT, J.; HAHN, R. Permeability measurement on high strength concrete without and with polypropylene fibers at elevated temperatures using a new test setup. Cement and Concrete Research, v. 53, p. 104-111, 2013. BOŠNJAK J OŽBOLT J HAHN R Permeability measurement on high strength concrete without and with polypropylene fibers at elevated temperatures using a new test setup Cement and Concrete Research 53 104 111 2013 BRITISH STANDARD INTERNATIONAL. EN 12504-4: testing concrete: determination of ultrasonic pulse velocity. Londres, 2004b. 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