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ISSN 1413-9928 
(versão impressa) 
 
UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO 
ESCOLA DE ENGENHARIA DE SÃO CARLOS 
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE ESTRUTURAS 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 2003 
CCOONNCCRREETTOOSS EESSPPEECCIIAAIISS 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Departamento de Engenharia de Estruturas 
Escola de Engenharia de São Carlos – USP 
Av. do Trabalhador Sãocarlense, 400 – Centro 
13566-590 – São Carlos – SP 
Fone (16) 273-9455 Fax (16) 273-9482 
http://www.set.eesc.usp.br 
 
 
 
ISSN 1413-9928 
(versão impressa) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
SSUUMMÁÁRRIIOO 
 
 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 1 
 
Concreto com agregado graúdo reciclado: propriedades no estado fresco e 
endurecido e aplicação em pré-moldados leves 
Luciano M. Latterza & Eloy Ferraz Machado Jr. 27 
 
Reforço de pilares de concreto armado por meio de encamisamento com 
concreto de alto desempenho 
Adilson Roberto Takeuti & João Bento de Hanai 59 
 
Análise experimental de pilares de concreto armado de alta resistência sob 
flexo compressão reta 
Romel Dias Vanderlei & José Samuel Giongo 81 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho submetidos à 
compressão simples 
Marcos Vinícios M. de Queiroga & José Samuel Giongo 107 
 
Resistência e ductilidade das ligações laje-pilar em lajes-cogumelo de concreto 
de alta resistência armado com fibras de aço e armadura transversal de pinos 
Aline Passos de Azevedo & João Bento de Hanai 131 
 
Análise de pilares de concreto de alta resistência com adição de fibras 
metálicas submetidos à compressão centrada 
Ana Elisabete Paganelli Guimarães & José Samuel Giongo 167 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
ANÁLISE EXPERIMENTAL DE PILARES 
DE CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO 
 
Flávio Barboza de Lima1, José Samuel Giongo2 & Toshiaki Takeya3 
 
R E S U M O 
Em função das características do material o uso do concreto de alto desempenho no 
Brasil torna-se irreversível; as resistências à compressão são superiores àquelas 
comumente usadas nas estruturas de edifícios de concreto armado. Este trabalho 
apresenta um estudo teórico-experimental desenvolvido para analisar o comportamento 
de pilares moldados com concreto de alta resistência, solicitados à compressão 
centrada e à flexão normal composta. Para a compressão centrada ficou caracterizado 
que o estado limite último dos pilares foi atingido por ruptura da seção transversal 
mais solicitada e comprovado que as rupturas ocorrem quando o núcleo, definido pelo 
perímetro caracterizado pelos eixos dos estribos se rompem. Próximo do colapso os 
pilares têm os seus cobrimentos rompidos definindo, a partir daí, situações de 
resistências dos núcleos. Na flexão normal composta os resultados dos ensaios 
mostraram que as hipóteses de distribuição de tensões na seção transversal (relações 
constitutivas) utilizadas para concreto de resistência Classe I não devem ser 
consideradas para concreto de alta resistência (Classe II). O trabalho propõe relação 
tensão x deformação e apresenta resultados comparativos com trabalhos realizados por 
outros autores. As forças normais determinadas experimental e teoricamente ficaram 
iguais, enquanto que para os momentos fletores os valores experimentais ficaram muito 
acima dos teóricos. 
 
Palavras-chave: concreto de alto desempenho; pilares; experimentação. 
 
 
 
1 INTRODUÇÃO 
 O termo concreto de alto desempenho é atribuindo ao concreto que apresenta 
características especiais de desempenho, às quais não poderiam ser obtidas se 
fossem usados apenas os materiais convencionais, com procedimentos usuais de 
mistura, lançamento e adensamento. Neste trabalho o atributo principal foi a alta 
resistência à compressão, que foi obtida adotando-se mistura com baixo fator 
água/cimento, adição de sílica ativa e aditivo superplastificante para possibilitar 
condições de lançamento e adensamento. 
 
1 Professor Adjunto do Departamento de Engenharia Estrutural - EES-CTEC-UFAL, fblima@ctec.ufal.br 
2 Professor Doutor do Departamento de Engenharia de Estruturas - EESC-USP, jsgiongo@sc.usp.br 
3 Professor Assistente do Departamento de Engenharia de Estruturas - EESC-USP, totakeya@sc.usp.br 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
2 
 O uso de concreto de alta resistência à compressão se constitui em tendência 
irreversível, em função das vantagens que apresenta, em relação aos concretos de 
resistência Classe I, segundo a NBR 8953/92, principalmente na execução de pilares 
de edifícios, pois, as áreas das seções transversais podem ser reduzidas com várias 
vantagens econômicas. AGOSTINI(1992) apresenta um estudo experimental de 
pilares de concreto de alta resistência com sílica ativa, solicitados a compressão 
centrada, no qual foi constatado a necessidade de armadura transversal de 
confinamento afim de ductilizar a ruptura frágil observada nos ensaios iniciais. Os 
pilares estudados apresentavam seção transversal quadrada de 120mm x 120mm e 
altura de 720mm, com armaduras longitudinais de diâmetro igual a 6,3mm e 
transversais de diâmetro igual a 4,2mm. Nas extremidades foram colocadas placas de 
aço de 5,0mm de espessura com a finalidade de proteger esses locais da ruptura 
prematura por efeito de ponta das barras longitudinais. 
 PAIVA(1994), estudou o comportamento de pilares de concreto de alta 
resistência de seção transversal retangular solicitados à compressão simples; as 
dimensões empregadas foram 80mm x 40mm x 1480mm e 80mm x 120mm x 480mm, 
concluindo que para taxas de confinamento lateral de 2,20% (armadura transversal) e 
taxa de armadura longitudinal de 3,20%, obtém-se ductilidade no pilar sendo o núcleo 
resistente definido por estas armaduras. 
 Analisando os resultados das pesquisas de AGOSTINI (1992) e PAIVA 
(1994), percebeu-se a necessidade de realizar ensaios em pilares com dimensões 
maiores, solicitados à compressão simples, com seções transversais quadradas e 
retangulares, com o objetivo de se verificar a formação do núcleo resistente de 
concreto, definido pelas armaduras, e qual a forma de ruptura. 
 No Brasil um primeiro estudo experimental de pilares de concreto de alta 
resistência sob ação de flexão normal composta foi apresentado por 
AGOSTINI(1992), que buscava obter informações sobre o comportamento da 
armadura de confinamento. Os dois pilares ensaiados tinham seção transversal 
quadrada com 12cm de lado e 72cm de altura com taxas volumétricas, em relação a 
área da seção transversal total, de armadura longitudinal de 5,29% e transversal de 
1,5%. Segundo AGOSTINI(1992) a taxa de armadura de confinamento de 1,5% foi 
suficiente para garantir uma ruptura dúctil, porém, sugerindo estudar novos critérios 
para definição da armadura de confinamento. 
 Neste trabalho estudaram-se experimentalmente pilares sendo que, a partir 
da análise das possibilidades de execução, em função das altas ações envolvidas e 
limitações da estrutura de reação, bem como da preocupação com a extensão dos 
resultados para pilares de dimensões usuais em edifícios, optaram-se por seções 
transversais de 20cm x 20cm, 15cm x 30cm e 12cm x 30cm, com alturas de 120cm, 
90cm, 174cm e 247cm, respectivamente, também limitadas pelos dispositivos de 
ensaio. Na compressão centrada foi mantida a mesma relação entre a menor 
dimensão e altura dos modelos ensaiados por aqueles autores. A resistência média à 
compressão estabelecida foi de 80MPa. 
 Em uma primeira partefoi desenvolvida metodologia para a dosagem dos 
materiais, seguida ao longo do trabalho, para a obtenção deste nível de resistência, 
com os materiais da região de São Carlos, definindo-se o traço usado, que foi 
caracterizado e controlado quando da execução dos modelos. 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
3 
2 EXPERIMENTAÇÃO 
2.1 Materiais utilizados 
 Optou-se pela utilização do cimento Portland de alta resistência inicial CP V 
ARI e sílica ativa não densificada, SILMIX ND que para fins de dosagem, seguindo 
indicação do fabricante, considerou-se massa específica de 2222kg/m3. 
 Foi utilizado aditivo superplastificante RX 1000A, com densidade de 
1,21kg/dm3. 
 Como agregado miúdo foi usado areia de origem quartzosa. Em função do 
módulo de finura, a areia era classificada como grossa, portanto, adequada para 
concreto de alto desempenho. O agregado graúdo usado foi pedra britada de origem 
basáltica com diâmetro nominal de 12,5mm. 
 A resistência média fixada para o concreto foi de 80MPa aos 15 dias, tempo 
escolhido para realização dos ensaios, imaginando-se que já estivesse se 
desenvolvido, em sua maioria, a reação pozolânica da adição mineral e também por 
questões de programação dos ensaios no Laboratório. Seguem os consumos de 
materiais resultantes dos ajustes efetuados principalmente na relação água/cimento e 
teor de superplastificante, valores em kg/m3 : cimento CP V ARI, 480,00; sílica ativa, 
48,00; areia, 577,92; pedra britada, 1198,09, superplastificante, 17,43 e água, 160,60. 
 Como pode ser observado o consumo de sílica ativa foi de 10%, valor também 
recomendado por outros autores. A relação água/cimento resultante foi de 0,36. Deve 
ser observado que o teor de superplastificante foi de 3% do consumo de cimento, que 
pode ser considerado um valor muito alto. 
 No consumo da água era descontada a água contida no aditivo admitida ser 
de 70% da massa. Caso se considere relação água/material cimentante chega-se a 
0,33. O procedimento de cura usado foi manter os modelos úmidos durante os sete 
primeiro dias. 
 A tabela 1 apresenta as características geométricas e mecânicas das barras 
das armaduras utilizadas, sendo as áreas e os diâmetros efetivos obtidos a partir da 
massa de um comprimento conhecido, sendo a massa específica do aço de 
7850kg/m3. 
TABELA 1 - Resultados experimentais dos ensaios de tração das barras de aço 
 
 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
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2.2 Modelos ensaiados 
2.2.1 Modelos ensaiados à compressão centrada 
 Foram ensaiadas 4 séries com 3 pilares cada, houve uma repetição da 
primeira série de ensaios, perfazendo um total de 15 ensaios de modelos de pilares 
solicitados à compressão simples. 
 Foram projetadas fôrmas de madeira compensada plastificada de 12mm de 
espessura, de tal modo a possibilitar a moldagem dos três modelos de cada série em 
uma só operação de concretagem. 
 Os modelos foram moldados verticalmente e os adensamentos foram feitos 
usando vibrador de agulha. As séries 1 e 2 necessitaram de duas operações de 
mistura do concreto em função da capacidade da betoneira, as demais apenas uma. 
 Em cada moldagem foram executados 6 corpos-de-prova cilíndricos (100mm 
x 200mm), que eram ensaiados 2 com 7 dias, para se ter uma idéia do progresso da 
resistência, e os demais no dia do ensaio, sendo 2 com controle de força e 2 com 
controle de deformação radial, os resultados estão apresentados na tabela 2. 
 Foram tomados todos os cuidados com os posicionamentos das armaduras 
nas fôrmas, garantindo-se os cobrimentos especificados por espaçadores de 
argamassa e também de nylon. 
 Após a moldagem os pilares permaneciam nas fôrmas, sendo curados com 
uso de manta de espuma de borracha molhada e cobertos com lona plástica, durante 
7 dias. Em seguida eram desmoldados e colocados no ambiente do Laboratório até as 
datas dos ensaios. 
 A estrutura de reação era um pórtico espacial metálico convenientemente 
ancorado, por meio de tirantes, na laje de reação em concreto armado do Laboratório 
de Estruturas do Departamento de Engenharia de Estruturas, EESC-USP. O pórtico 
era composto de 4 colunas e uma grelha horizontal fixada por meio de parafusos. A 
capacidade nominal era de 5000kN e permitia a movimentação da grelha ao longo da 
altura das colunas, possibilitando a variação da altura dos modelos estudados. 
 A aplicação de forças foi efetuada por meio de macaco hidráulico com 
capacidade nominal de 5000kN, acionado por bomba hidráulica de ação manual ou 
elétrica, de mesma capacidade. Como a massa do macaco hidráulico era de 700kg, 
optou-se por deixá-lo apoiado na laje de reação. A célula de carga por sua vez foi 
fixada nas vigas centrais da grelha, por meio de uma placa de aço parafusada nas 
mesmas. 
 Para se evitar ruptura fora da área de estudo, um trecho de 20cm nas 
extremidades dos pilares foram confinadas por meio de um conjunto de chapas 
metálicas com 13mm de espessura parafusadas, além de que, nestas regiões, o 
espaçamento entre os estribos também foi reduzido. 
 A partir do valor da força última prevista, aplicaram-se incrementos de 10% 
dessa força, com um escorvamento efetuado na segunda etapa de carga. 
 Tentando evitar ao máximo o aparecimento de excentricidades durante os 
ensaios de compressão centrada, os modelos eram aprumados em cima do macaco e 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
5 
a extremidade superior devidamente nivelada, colando uma chapa de aço com massa 
plástica. Mesmo com o ensaio cercado de cuidados na sua execução, pequenas 
excentricidades foram observadas em todos os ensaios, que foram desprezadas por 
ocasião da análise dos resultados. 
 O controle das forças foi feito por célula de carga com capacidade nominal de 
5000kN. As medidas de deformações e deslocamentos foram feitos por 
extensômetros elétricos, tipo strain gage, e transdutores de deslocamentos a base de 
strain gages. 
 Os pilares eram instrumentados internamente, nas armaduras, com strain 
gage KFG 5, para as barras longitudinais e nos quatro ramos do estribo posicionado 
na metade da altura. Externamente, nas quatro faces, na mesma posição do estribo 
instrumentado mediam-se as deformações no concreto com strain gage do tipo KFG 
10. 
 Instalaram-se, também, quatro conjuntos formados por bases coladas, haste 
metálicas e transdutor de deslocamento, um em cada face do pilar, medindo-se o 
encurtamento, observado para cada etapa de carga, e posteriormente, dividindo-se 
este pelo comprimento da haste, obtinham-se as deformações do pilar. Todas as 
leituras, em cada incremento de força, foram feitas automaticamente com um sistema 
de aquisição de dados, que registrava, em disquete e por meio de impressora, os 
valores das ações, dos deslocamentos e das deformações. 
 O sistema era controlado por computador e, após a execução dos ensaios, os 
dados gerados eram convertidos em planilha que, posteriormente, era lida e 
manipulada pelo software Excel 5.0 da Microsoft, para geração de relatórios e 
diagramas. 
 A figura 1 apresenta o esquema estático e instrumentação de um dos 
modelos ensaiados e as seções transversais com a configuração de estribo adotada. 
Na figura 1a observa-se o pilar posicionado sobre o macaco hidraúlico, a célula de 
carga na parte superior, os conjuntos montados para medir as deformações no pilar, o 
confinamento utilizado nas extremidades e as chapas de aço com 20mm de 
espessura posicionadas entre o modelo e o macaco e entre o modelo e a rótula da 
célula de carga para uniformização da ação aplicada. Esta figuracorresponde aos 
modelos das séries 1 e 2 com altura do pilar de 120cm nas séries 3 e 4 a altura foi de 
90cm. 
 Na figura 1b observam-se as dimensões da seção transversal e detalhamento 
do estribo usado nos modelos das séries 1 e 2 alterando-se apenas o espaçamento, 
vêem-se ainda o posicionamento de strain gages na armadura longitudinal que são 1, 
2, 3 e 4; e no concreto A, B, C e D. Mesmas características são apresentadas na 
figura 1c para os modelos das séries 3 e 4. Um resumo de todas as características 
dos modelos ensaiados pode ser observado na tabela 3. Maiores detalhes sobre os 
ensaios realizados são encontrados em GIONGO, LIMA & TAKEYA (1996). 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
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TABELA 2 - Características dos modelos ensaiados a compressão centrada e força última 
experimental observada 
 
TABELA 2 – continuação 
 
 
 
 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
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a) Esquema estático e instrumentação 
 
 
 
 
b) Seção transversal e estribo dos modelos da 
 séries 1 e 2. 
 
 
 
 
c) Seção transversal e estribo dos modelos da 
 séries 3 e 4 
Figura 1 - Características dos pilares ensaiados à compressão simples 
( dimensões em milímetros ) 
2.2.2 Modelos ensaiados à flexão normal composta 
 Foram ensaiadas 5 séries com 2 modelos de pilares cada solicitados à flexão 
normal composta. 
 A tabela 3 apresenta os resultados das resistências médias à compressão, os 
módulos de elasticidade tangente e as deformações correspondentes às resistências 
máximas dos concretos de cada modelo. Estes valores foram determinados em 
ensaios em corpos-de-prova cilíndricos de 100mm x 200mm nos dias dos ensaios dos 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
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modelos. Os procedimentos para as curas foram manter os modelos úmidos durante 
os sete primeiro dias. 
TABELA 3 - Resultados dos ensaios de compressão em corpos-de-prova 
 
 Os modelos foram moldados horizontalmente em função dos alargamentos 
das extremidades para possibilitarem as excentricidades das ações e, também, pelo 
fato da concentração das armaduras adicionais de confinamento na base e no topo. 
 Na montagem do ensaio o eixo do modelo era deslocado até o valor da 
excentricidade, com relação à linha que passava pelo eixo do macaco e da célula de 
carga, de tal forma que as forças aplicadas nas chapas atuavam de forma excêntrica 
nas duas extremidades do pilar. Optou-se por não utilizar um cilindro nas 
extremidades para aplicação da ação por causa das dificuldades de posicionar o 
modelo e por medida de segurança. Os ensaios se desenvolveram com 
acompanhamento de deformações e de deslocamentos no monitor do sistema de 
aquisição de dados, sendo observada perfeita simetria em relação aos deslocamentos 
próximos das extremidades e no centro. Foi detectada também coerência entre as 
deformações e a posição da força aplicada que provocava compressão maior em um 
dos lados do pilar e menor no outro, característica de flexão normal composta com 
pequena excentricidade. 
 A tabela 4 apresenta as características geométricas e mecânicas, 
identificando-se as diferenças entres os modelos ensaiados. Na figura 2 observa-se o 
esquema estático dos ensaios e a instrumentação utilizada. As seções transversais 
foram retangulares de 15cm x 30cm e de 12cm x 30cm com alturas de 174cm e 
247cm, respectivamente. 
 
 
 
 
 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
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TABELA 4 - Características geométricas dos modelos ensaiados 
Pilar b cm 
h 
cm 
ℓ 
cm 
Ac 
cm2
Arm. 
longit. 
As 
cm2 
ρℓ 
% 
fy 
MPa 
ρw 
% estribo 
E
mm
P5/1 30 15 174 450 8φ12,5 10,16 2,26 543,3 2,52 6,3c/5 15
P5/2 30 15 174 450 8φ12,5 10,16 2,26 543,3 2,52 6,3c/5 15
P6/1 30 15 174 450 8φ16 15,54 3,45 710,5 2,52 6,3c/5 15
P6/2 30 15 174 450 8φ16 15,54 3,45 710,5 2,52 6,3c/5 15
P7/1 30 15 174 450 8φ10 5,69 1,26 681,2 1,68 6,3c/7,5 15
P7/2 30 15 174 450 8φ10 5,69 1,26 681,2 1,68 6,3c/7,5 15
P8/1 30 15 174 450 8φ10 5,69 1,26 681,7 1,68 6,3c/7,5 25
P8/2 30 15 174 450 8φ10 5,69 1,26 681,2 1,68 6,3c/7,5 25
P9/1 30 12 247 360 8φ10 6,03 1,67 676,4 2,73 6,3c/6 30
P9/2 30 12 247 360 8φ10 6,03 1,67 676,4 1,32 6,3c/12 30
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 2 - Esquema estático e instrumentação dos pilares ensaiados 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
10 
3 ANÁLISE DOS RESULTADOS 
3.1 Compressão centrada 
 Na tabela 2 podem ser observadas além das características dos modelos 
ensaiados à compressão centrada os valores das forças últimas experimentais 
registradas visualmente no monitor de controle do sistema de aquisição de dados. Os 
ensaios se estenderam de maio a agosto de 1996. Após cada etapa de aplicação de 
força havia, além da gravação em disquete, a impressão dos dados lidos. 
 A partir dos dados lidos e arquivados pelo sistema de aquisição, foram 
elaboradas planilhas e em seguida diagramas força x deformação e força x 
deslocamento para cada modelo. 
 Estão apresentados, nas figuras de 3 a 6, os diagramas obtidos a partir das 
médias das deformações medidas, nos modelos de cada série submetidos a ação de 
compressão centrada. São apresentados um diagrama com curvas força x 
deformação do pilar, em seguida força x deformação medida apenas no concreto e 
finalmente força x deformação na armadura longitudinal. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3 - Diagramas força x deformações Figura 4 - Diagramas força x deformações 
médias dos pilares da série 1 médias dos pilares da série 2 
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
 P1/3r
 P1/2r
 P1/3
 P1/2
 P1/1
Deformação %o (arm. longitudinal)
Fo
rç
a 
- k
N
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
Deformação no concreto - %o
Fo
rç
a 
- k
N
 P1/3r
 P1/2r
 P1/3
 P1/2
 P1/1
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
Deformação do pilar - %o
Fo
rç
a 
- k
N
 P1/3r
 P1/2r
 P1/3
 P1/2
 P1/1
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
P 2/3
P 2/2
P 2/1
Deformação %o (arm. longitudinal)
Fo
rç
a 
- k
N
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
Deformação no concreto - %o
Fo
rç
a 
- k
N
P 2/3
P 2/2
P 2/1
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
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Deformação do pilar - %o
Fo
rç
a 
- k
N
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P 2/2
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Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
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 Neste trabalho experimental os ensaios foram feitos em idades inferiores a 28 
dias e com ações que puderam ser consideradas de curta duração, existindo apenas 
a resistência medida nos corpos-de-prova cilíndricos de 100mm de diâmetro da base 
e 200mm de altura, para avaliar a resistência do concreto da estrutura. A correlação 
entre a resistência do concreto do modelo e a determinada para os corpos-de-prova 
foi feita por meio do coeficiente kmod = 0,90, com base na bibliografia e ensaios de 
correlação efetuados durante o estudo de dosagem desenvolvido.Figura 5 - Diagramas força x deformações Figura 6 - Diagramas força x deformações 
médias dos pilares da série 3 médias dos pilares da série 4 
 
 
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5
P3/3
P3/2
P3/1
Deformação %o (arm. longitudinal)
Fo
rç
a 
- k
N
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5
Deformação no concreto - %o
Fo
rç
a 
- k
N
P3/3
P3/2
P3/1
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5
Deformação do pilar - %o
Fo
rç
a 
- k
N
P3/3
P3/2
P3/1
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
4/3
4/2
4/1
Deformação %o (arm. longitudinal)
Fo
rç
a 
- k
N
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
Deformação no concreto - %o
Fo
rç
a 
- k
N
4/3
4/2
4/1
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
0 1 2 3 4 5 6
Deformação do pilar - %o
Fo
rç
a 
- k
N
4/3
4/2
4/1
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
12 
 Desta forma para análise em estado limite último dos valores teóricos 
calculados a resistência à compressão no concreto foi assumida como 0,90fc , sendo 
fc a resistência média do concreto no dia do ensaio, obtida em ensaios de corpos-de-
prova cilíndricos de 100mm x 200mm. 
3.1.1 Análise da seção resistente 
A verificação da força última em modelos de pilares solicitados por compressão 
simples pode ser feita pela expressão (1): 
 Fu = (Ac-As).fc + As.fy (1) 
onde: 
fc = resistência média do concreto no dia do ensaio, obtida a partir do ensaio de 
corpos-de-prova; 
fy = resistência média de escoamento da armadura longitudinal, obtida a partir do 
ensaio de tração; 
As = soma das áreas das barras da armadura longitudinal; 
Ac = área total da seção transversal do pilar. 
 
Quando se considera apenas a área da seção transversal do núcleo tem-se (2): 
 Fun = (Acn-As).fc + As.fy (2) 
onde: 
Acn = área total da seção transversal do núcleo do pilar, região limitada pelo eixo da 
armadura transversal mais externa. 
 A análise dos resultados dos pilares ensaiados à compressão simples foi feita 
observando-se a tabela 5, onde Fteo e Fteo,n foram calculados usando as equações 1 e 
2 respectivamente e apresentam-se relações entre as forças teóricas e a força última 
experimental obtida nos ensaios. 
 A relação entre a força última experimental e a força última calculada 
considerando-se a área total foi sempre menor que 1, independente do tipo de seção 
ou taxa de armadura. Quando se compara com valores obtidos considerando-se 
apenas a área do núcleo confinado, definida como a área calculada pelo perímetro 
formado pelos eixos do estribo mais externo, encontram-se valores maiores ou iguais 
a unidade, ou seja, presume-se que nos pilares de concreto de alta resistência 
(80MPa ), a seção resistente é a seção transversal do núcleo de concreto. 
 Confirmam-se, desta forma, conclusões de AGOSTINI(1992) e PAIVA(1994), 
lembrando que neste trabalho os pilares têm dimensões mais próxima das usuais. 
Esta conclusão também foi encontrada por CUSSON e PAULTRE (1993). 
 
 
 
 
 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
13 
TABELA 5 - Análise teórico-experimental dos modelos ensaiados a compressão centrada 
[LIMA(1997)] 
Modelo Ac cm2
Acn 
cm2 
fc 
MPa
0,90fc
MPa 
As 
cm2 
fy 
MPa 
P1/1 400 251,9 83,8 75,4 10,16 543,3 
P1/2 400 251,9 83,8 75,4 10,16 543,3 
P1/3 400 251,9 83,8 75,4 10,16 543,3 
P1r/2 400 251,9 85,1 76,6 10,16 543,3 
P1r/3 400 251,9 85,1 76,6 10,16 543,3 
P2/2 400 251,9 87,4 78,7 10,16 543,3 
P2/3 400 251,9 92,0 82,8 10,16 543,3 
P3/1 450 257,9 94,9 85,4 10,16 543,3 
P3/2 450 257,9 94,9 85,4 10,16 543,3 
P3/3 450 257,9 94,9 85,4 10,16 543,3 
P4/1 450 257,9 80,5 72,5 10,16 543,3 
P4/2 450 257,9 80,5 72,5 10,16 543,3 
P4/3 450 257,9 80,5 72,5 10,16 543,3 
 
TABELA 5 - continuação 
Modelo FexpkN 
Fteo 
kN 
Fteo,n 
kN 
Fexp / 
Fteo 
Fexp / 
Fteo,n 
P1/1 2630 3492 2375 0,75 1,11 
P1/2 2701 3492 2375 0,77 1,14 
P1/3 2834 3492 2375 0,81 1,19 
P1r/2 3063 3538 2403 0,87 1,27 
P1r/3 2820 3538 2403 0,80 1,17 
P2/2 2950 3618 2454 0,82 1,20 
P2/3 3210 3780 2554 0,85 1,26 
P3/1 3415 4309 2668 0,79 1,28 
P3/2 3750 4309 2668 0,87 1,41 
P3/3 3230 4309 2668 0,75 1,21 
P4/1 3000 3739 2347 0,80 1,28 
P4/2 2650 3739 2347 0,71 1,13 
P4/3 2610 3739 2347 0,70 1,11 
 
 
3.1.2 Capacidade resistente segundo COLLINS et al. (1993) 
 Analisaram-se os valores teóricos das forças usando expressão apresentada 
por COLLINS et al. (1993) para a determinação da capacidade resistente de pilares 
de concreto de alto desempenho. Segundo COLLINS et al. (1993), a capacidade de 
absorver força axial em pilares com estribos ou com espirais e com cobrimento, pode 
ser expressa por: 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
14 
F k f (A A ) f Ateo 3 c
'
c s y s= − + (3) 
onde: 
Ac = área da seção transversal do pilar; 
fy = resistência de escoamento das barras da armadura longitudinal; 
As = área da seção transversal das barras da armadura longitudinal. 
 O fator k3 leva em conta as diferenças nos tamanhos e formas entre o pilar de 
concreto armado e o corpo-de-prova, considerando as diferenças nas moldagens do 
concreto, vibração e cura e as diferenças nas velocidades de carregamentos. Os 
pilares são carregados tipicamente muito mais lento do que os cilindros. 
 Os valores de k3 são obtidos a partir de uma expressão que aproxima a 
tendência de resultados experimentais de vários autores, e varia com a resistência do 
concreto. Essa expressão é: 
k
f3
0 6
10= +, '
c
 ; f’c em MPa e k3 ≤ 0,85 (4) 
 Para averiguação, os modelos ensaiados à compressão centrada também 
foram analisados utilizando as equações (3) e (4). Observa-se que a expressão da 
equação (3) permite a consideração da seção integral do pilar. 
 Como nos ensaios a resistência do concreto foi determinada a partir de 
ensaios de compressão em corpos-de-prova cilíndricos de 100mm de diâmetro da 
base por 200mm de altura, foi adotada uma redução de 0,95fc como correlação para 
corpos-de-prova de 15cm x 30cm, respectivamente. 
 A tabela 4 apresenta a análise efetuada para cada pilar ensaiado, como 
também os valores de k3 calculados com a equação (4) usando o valor da resistência 
reduzida. Os demais valores necessários para a utilização da equação (3) são obtidos 
na tabela 2. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
15 
TABELA 6 - Análise dos modelos ensaiados segundo COLLINS et al. (1993) 
Modelo Fexp kN 
0,95fc 
MPa k3 
Fteo 
kN Fexp /Fteo 
P1/1 2630 78,9 0,727 2788 0,94 
P1/2 2701 78,9 0,727 2788 0,97 
P1/3 2834 78,9 0,727 2788 1,02 
P1r/2 3063 80,8 0,724 2832 1,08 
P1r/3 2820 80,8 0,724 2832 1,00 
P2/2 2950 83,0 0,720 2882 1,02 
P2/3 3210 87,4 0,714 2985 1,08 
P3/1 3415 90,1 0,711 3370 1,01 
P3/2 3750 90,1 0,711 3370 1,11 
P3/3 3230 90,1 0,711 3370 0,96 
P4/1 3000 76,5 0,731 3012 1,00 
P4/2 2650 76,5 0,731 3012 0,88 
P4/3 2610 76,5 0,731 3012 0,87 
 
 A média das relações entre os valores experimentais divididos pelos teóricos, 
calculados a partir das expressões apresentadas por COLLINS et al. (1993), resultou 
igual a 1. 
 Deste modo os resultados obtidospor GIONGO, LIMA & TAKEYA(1996), 
considerando apenas os núcleos confinados dos pilares, e por COLLINS et al. (1993) 
são iguais, confirmando o modelo adotado. 
 
3.2 Flexão normal composta 
 Na verificação da segurança das estruturas, no estado limite último de ruptura 
do concreto, admite-se que possa atuar a tensão de compressão igual a 0,85fcd. 
Como explicado por FUSCO (1995), trata-se da aplicação de um coeficiente de 
modificação kmod = 0,85, que é resultante do produto de três outros, que levam em 
conta o acréscimo de resistência do concreto após os 28 dias de idade, a resistência 
medida em corpos-de-prova cilíndricos de 15cm x 30cm é superestimada, pois se 
sabe que a resistência medida em corpos-de-prova de tamanho maior seria menor, 
por haver menos influência do atrito do corpo-de-prova com os pratos da prensa de 
ensaio e, finalmente, o efeito deletério da ação de cargas de longa duração. 
 Em se tratando de concreto de alta resistência a evolução da resistência a 
partir da idade de 28 dias é menor provavelmente pela menor quantidade de água 
livre que permita o prosseguimento da hidratação. PINTO JUNIOR (1992) apresenta 
um diagrama para a evolução da resistência com a idade para concretos com 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
16 
resistências variando de 40MPa a 80MPa medida em corpos-de-prova cilíndricos de 
100mm por 200mm onde se observa que esta evolução após os 28 dias é 
insignificante. No estudo de dosagem desenvolvido nesta pesquisa experimental, para 
escolha do traço que foi usado na confecção dos pilares, observou-se uma relação de 
1,04 para a idade de 63 dias e de 1,07 para 92 dias, em relação a idade de 28 dias. 
Portanto o coeficiente kmod,1 pode ser reduzido para 1,1 ou até mesmo 1,0. 
 A resistência à compressão medida em corpos-de-prova cilíndricos de 100mm 
por 200mm, que se apresenta como alternativa para controle da resistência em 
função da capacidade dos equipamentos disponíveis, superestima o valor em relação 
aos cilindros padronizados. CARRASQUILLO et al. (1981) estudou este efeito e 
encontrou um coeficiente próximo a 0,90 para a conversão independente da 
resistência que variou de 20MPa a 80MPa e da idade de ruptura. METHA et al. (1994) 
apresenta um gráfico do qual se determina uma relação de 0,95 para a conversão. No 
estudo de dosagem desenvolvido observou-se uma correlação de 0,96 entre 
resistências medidas em corpos-de-prova cilíndricos de 15cm x 30cm e 10cm x 20cm, 
desta forma pode-se admitir uma redução de 5% no coeficiente kmod,2 passando a ser 
de 0,90. 
 Segundo PINTO JUNIOR (1992), nos concretos de alta resistência 
submetidos a carregamento de longa duração, a redução da resistência é da ordem 
de 15% a 20%, se for assumido uma redução de 20% o coeficiente kmod,3 passa a ser 
de 0,80. 
 Desta forma, para concreto de alta resistência, o coeficiente de modificação 
seria alterado para 0,72. Para este trabalho, observa-se que, em geral, os ensaios 
foram feitos a idades inferiores a 28 dias e para ações de curta duração, sendo, 
portanto, desprezados os coeficientes kmod,1 e kmod,3 existindo apenas a relação entre a 
resistência medida nos corpos-de-prova cilíndricos de 100mm x 200mm e a estrutura 
expressa pelo coeficiente kmod,2 = 0,90. 
 Desta forma para análise da situação última dos valores experimentais 
obtidos a resistência à compressão do concreto foi assumida como 0,90fc sendo fc a 
resistência média do concreto no dia do ensaio. 
 A análise dos resultados dos ensaios dos modelos submetidos a esforços 
oriundos da compressão excêntrica consistiu na determinação da força e momento 
fletor resistentes, a partir dos valores das deformações medidas em uma determinada 
seção e das características mecânicas do aço da armadura e do concreto também 
determinados experimentalmente. Os valores dos esforços resistentes foram então 
comparados com os respectivos valores experimentais. 
 Por hipótese admitiu-se que as seções planas permaneciam planas depois de 
deformadas assim, conhecido o valor das deformações nas faces 1 (menos 
comprimida) e 2 (mais comprimida), pode-se determinar a variação ao longo da altura 
h da seção transversal do pilar. A maneira de considerar os valores das deformações 
definiu duas outras situações para análise. 
 Em uma ( situação 1 ), a partir dos valores médios das deformações medidas 
nas faces dos pilares, utilizando-se extensômetros elétricos e conjuntos formados por 
transdutores de deslocamento e hastes metálicas, permitiu determinar a variação das 
deformações na seção transversal pela expressão 5. 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
17 
 
 ε ε ε ε( )x
h
xc c= −

 +
c1 2
2 (5) 
onde: 
εc2 = deformação média medida na face mais comprimida, em valor absoluto; 
εc1 = deformação média medida na face menos comprimida, em valor absoluto; 
h = altura da seção transversal, em metro. 
 
 Na tabela 7, apresentam-se os valores das deformações médias obtidas nas 
barras de aço calculadas a partir da equação 5, tomando por base as deformações 
medidas nas faces dos pilares, para a etapa onde atuava a força última. 
TABELA 7 - Variação das deformações na seção transversal na situação 1 
Pilar εs1 εs2 εc1 εc2 ε (x) 
P5/1 0,001670 0,0026300 0,001139 0,00232 -0,007870x+0,00232 
P5/2 0,001481 0,0026530 0,001220 0,00230 -0,007200x+0,00230 
P6/1 0,001695 0,0024365 0,000979 0,00216 -0,007870x+0,00216 
P6/2 0,001780 0,0032600 0,001450 0,00250 -0,007000x+0,00250 
P7/1 0,001730 0,0023800 0,001388 0,00220 -0,005410x+0,00220 
P7/2 0,001910 0,0033600 0,001915 0,00292 -0,006730x+0,00292 
P8/1 0,001700 0,0029400 0,001419 0,00269 -0,008467x+0,00269 
P8/2 0,001830 0,0025700 0,001310 0,00272 -0,009400x+0,00272 
P9/1 0,001260 0,0025240 0,000864 0,00230 -0,011960x+0,00230 
P9/2 0,001317 0,0025220 0,000910 0,00287 -0,016330x+0,00287 
 
 A outra situação ( situação 2 ) a análise das deformações consistiu em 
considerar apenas as medições feitas nas armaduras, admitindo-se que estas eram 
mais confiáveis que as medições no concreto; com as deformações médias das 
armaduras determinam-se a variação da deformação ao longo da seção pela equação 
6. 
ε ε ε ε ε( )
'
. . '
'
x
d d
x
d d
d d
s s s s= −−



 +
−
−
1 2 2 1
 (6) 
 
onde: 
εs2 = deformação média medida na armadura mais comprimida, em valor absoluto; 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
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18 
εs1 = deformação média medida na armadura menos comprimida, em valor absoluto; 
d = altura útil do pilar em metro; 
d’ = altura da seção transversal menos a altura útil, em metro. 
 Na tabela 8, apresentam-se os valores das deformações médias obtidas em 
cada ensaio e sua respectiva variação a partir da equação 6, além dos valores das 
deformações médias medidas nas armaduras, para a etapa onde atuava a força 
última. 
TABELA 8 - Variação das deformações na seção transversal para a situação 2 
Pilar εs1 εs2 εc1 εc2 εs (x) para εc 
P5/1 0,001670 0,0026300 0,001305 0,003000 -0,01130x+0,003000 
P5/2 0,001481 0,0026530 0,001030 0,003100 -0,01380x+0,003100 
P6/1 0,001695 0,0024365 0,001383 0,002750 -0,00911x+0,002750 
P6/2 0,001780 0,0032600 0,001150 0,003880 -0,01820x+0,003880 
P7/1 0,001730 0,0023800 0,001500 0,002610 -0,00740x+0,002610 
P7/2 0,001910 0,0033600 0,001399 0,003870 -0,01650x+0,003874 
P8/1 0,001700 0,0029400 0,001261 0,003379 -0,01412x+0,003379 
P8/2 0,001830 0,0025700 0,001665 0,002930 -0,008430x+0,00293 
P9/1 0,001260 0,0025240 0,000577 0,003210 -0,02194x+0,003210P9/2 0,001317 0,0025220 0,000665 0,003175 -0,02092x+0,003175 
 
 
 
 
3.2.1 Esforços resistentes na compressão excêntrica 
 Conhecendo-se a variação das deformações ao longo da seção transversal, e 
admitindo-se uma relação tensão x deformação para o concreto, foi estabelecida a 
variação da tensão normal ao longo da altura da seção em estudo do pilar, podendo-
se, por integração, obter o esforço normal resistente teórico e o respectivo momento 
fletor, usando as equações de equilíbrio 7 e 8. 
 
 N dA Ac si si
iA
= +∑∫σ σ (7) 
 
M xdA A xc si si i
iA
= +∑∫ σ σ (8) 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
19 
 A figura 8 apresenta as hipóteses admitidas para a distribuição das 
deformações e das tensões nos pilares ensaiados e submetidos a compressão 
excêntrica com a força aplicada ao longo do eixo paralelo à menor dimensão. 
 
 
Figura 8 - Hipótese de distribuição de deformações e de tensões nos pilares 
 Aplicando-se as equações de equilíbrio 7 e 8 para a seção transversal da 
figura 8 têm-se: 
 
N b x dx A Au c
h
s s s s= + +∫ σ σ σ( )0 1 1 2 2 (9) 
 
M b x
h
x dx A A
h
du c
h
s s s s= − + − −∫ σ σ σ( ). ( ) ( ). ( ' )2 20 2 2 1 1 (10) 
 
 Considerando as situações estabelecidas, em função da distribuição de 
deformações admitida ao longo da seção, foram determinados a força normal e 
momento fletor resistentes, para uma relação tensão x deformação proposta e outra 
apresentada por COLLINS et al. (1993). 
 
3.2.2 Proposta de relação tensão x deformação do concreto [LIMA(1997)] 
 Para cada modelo foram feitos ensaios de corpos-de-prova cilíndricos de 
100mm x 200mm, para determinação da resistência à compressão e correspondente 
deformação e o módulo de elasticidade. Os ensaios dos corpos-de-prova de concreto 
foram realizados no Laboratório de Mecânica das Rochas do Departamento de 
Geotécnia, EESC-USP. Eram ensaiados 2 corpos-de-prova com controle de força 
axial obtendo-se os parâmetros já citados e mais 2 com controle de deformação 
radial. Observaram-se grande dispersão nos resultados dos ensaios com controle de 
deformação, sendo que os valores da tensão máxima eram sempre menores. 
 A proposta de relação tensão x deformação, consistiu em uma aproximação 
da relação tensão x deformação obtida no ensaio por uma função polinomial de 3.o 
grau. A equação que representa a curva teórica proposta tem a seguinte forma: 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
20 
 
y k x k x k x= + +1 3 2 2 3 
 
 A partir das condições de contorno, determinaram-se os valores das 
constantes k1, k2 e k3, e tem-se como relação tensão (σc) x deformação (εc) do 
concreto a equação 11. 
 
( ) ( )σ εε ε
ε
ε ε εc
c c c
c
c
c c c
c
c c c
f E f E
E= − + + − +2 3 20
0
3
3 0
0
2
2 (11) 
 
 A tabela 9 apresenta as características mecânicas do concreto e do aço 
utilizados nos ensaios, sendo que estes elementos são necessários para a análise 
dos resultados experimentais obtidos para a força última. Considerando-se a proposta 
de relação tensão x deformação da expressão 11 e substituindo-se εc pela 
correspondente variação da deformação apresentada nas tabelas 7 para a situação 1 
e 8 para a situação 2 e, aplicando-se as equações 9 e 10, calcularam-se os valores de 
Fteo e Mteo cujos resultados são apresentados na tabela 10, que apresenta também 
comparações entre valores experimentais e teóricos nas diversas situações. 
 
TABELA 9 - Características mecânicas do concreto e do aço utilizados 
 
 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
21 
 
 
TABELA 10 - Análise dos esforços resistentes para a relação tensão x deformação proposta 
[LIMA(1997)] 
Pilar Fexp 
kN 
Mexp 
kN.cm 
Fteo,a,
kN 
Mteo,a
kN.cm
Fexp /
Fteo,1
Mexp /
Mteo,1,
Fteo,b,
kN 
Mteo,b 
kN.cm 
Fexp / 
Fteo,2 
Mexp / 
Mteo,2 
P5/1 2842 4263 2818 2106 1,01 2,02 3197 2239 0,89 1,90 
P5/2 2806 4209 2790 1993 1,01 2,11 3008 2787 0,93 1,51 
P6/1 3227 4840 2842 2293 1,13 2,11 3383 2158 0,95 2,24 
P6/2 3218 4827 3452 2287 0,93 2,11 3688 2917 0,87 1,65 
P7/1 3012 4518 2837 1374 1,06 3,28 3110 1585 0,97 2,85 
P7/2 3118 4677 3772 1335 0,84 3,12 3672 1785 0,85 2,62 
P8/1 3252 8130 3127 1896 1,04 4,29 3251 2456 1,00 3,31 
P8/2 3250 8125 3414 1856 0,95 4,37 3619 1506 0,90 5,39 
P9/1 2388 7164 2263 1920 1,05 3,73 2513 2875 0,95 2,49 
P9/2 2143 6438 2428 1891 1,01 3,40 2115 2287 1,01 2,81 
 
 
 
 
3.2.3 Análise considerando a relação tensão x deformação indicada por 
COLLINS et al. (1993) 
 A mesma análise para os esforços resistentes relativa às duas situações 
estabelecidas de deformações foi desenvolvida para se averiguar os resultados 
obtidos com a relação constitutiva indicada por COLLINS et al. (1993), que pode ser 
escrita pela expressão 12. 
 
σ ε ε ε εc
c
co c c
nk c
nf
n
= − +( ( / ) )'1 (12) 
 
 Na tabela 9 podem ser obtidos os valores de 0,90fc e de ε’c que corresponde a 
εco; os valores de k, indicados por COLLINS et al. (1993) para considerar a variação 
das resistência, resultaram todos iguais a 1, pois, observaram-se que εc é menor do 
que εco , exceto nas etapas de ações últimas dos pilares P6/2, P7/1, P8/1 e P9/2 para 
os quais foram feitas aproximações no valor de k. 
 Na tabela 11, seguindo mesma seqüência utilizada nas análises dos pilares 
considerando a relação tensão x deformação proposta, estão apresentadas as 
análises efetuadas com o modelo de COLLINS et al. (1993). 
 
 
 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
22 
TABELA 11 - Análise dos resultados dos esforços solicitantes [ COLLINS et al. (1993) ] 
Pilar 
Fexp, 
kN 
Mexp 
KN.cm 
Fteo,a, 
kN 
Mteo,a
kN.cm
Fexp /
Fteo,1
Mexp /
Mteo,1
Fteo,b,
kN 
Mteo,b
kN.cm
Fexp / 
Fteo,2 
Mexp / 
Mteo,2 
P5/1 2842 4263 2690 2194 1,06 1,94 3110 2465 0,91 1,73 
P5/2 2806 4209 2658 2089 1,06 2,01 2022 2808 1,39 1,50 
P6/1 3227 4840 2649 2305 1,22 2,10 3226 2368 1,00 2,04 
P6/2 3218 4827 3308 2442 0,97 1,98 3603 3210 0,89 1,50 
P7/1 3012 4518 2663 1452 1,13 3,11 2969 1771 1,01 2,55 
P7/2 3118 4677 3679 1584 0,85 2,95 3577 2074 0,87 2,26 
P8/1 3252 8130 3018 2052 1,08 3,96 3156 2745 1,03 2,96 
P8/2 3250 8125 3271 2134 0,99 3,80 3511 1809 0,93 4,49 
P9/1 2388 7164 2089 4662 1,14 1,54 2385 6205 1,00 1,15 
P9/2 2143 6438 2048 4659 1,05 1,38 2047 5061 1,05 1,27 
 
 
 Para as forças normais as relações entre Fexp / Fteo são praticamente iguais a 
unidade (variando entre 1,01 e 1,09) quando se considera o modelo com a 
distribuição de tensões na seção transversal indicado por COLLINS et al. (1993). 
 Quando comparados com os valores médios, obtidos pelo modelo adotado 
por LIMA, tabela 10 os de COLLINS ficaram muito pouco acima; média de 1,05 com 
as expressões de COLLINS e 0,97 com as expressões dos Autores. 
 Para as análises das relações entre os valores dos momentos fletores 
experimentais e teóricos, pode-se perceber que os resultados obtidos com o modelo 
de COLLINS são melhores que os apresentados pelos Autores. As médias entre 
todos os valores de Mexp / Mteo resultaram iguais a 3,06 (LIMA) e 2,64 (COLLINS). 
 Os valores apresentados nas tabelas 10 e 11 indicam que, para qualquer 
análise considerando ação de colapso ou 80% do valor desta e situações diferentes 
das deformações - casos 1 e 2, há consistência nos resultados. Pode-se observar que 
as mesmas tendências observadasquando se usaram as indicações do Autor se 
comparam com as de COLLINS et al. (1993). 
 
4 CONSIDERAÇÕES FINAIS 
 O estudo de dosagem desenvolvido, com escolha cuidadosa dos materiais 
componentes, levou à obtenção do concreto com a alta resistência desejada, ou seja, 
resistência média à compressão de 80MPa aos 15dias. Para isto, o consumo de 
cimento foi de 480kg/m3 e o de sílica ativa igual a 10% deste. Estes valores são 
inferiores aos adotados por outros pesquisadores para resistências equivalentes. 
 Analisando a tabela 5 pode-se perceber que, para todos os modelos 
ensaiados à compressão centrada, as relações entre a força última experimental e a 
força última teórica, considerando a seção do núcleo, resultou em média 1,21; 
variando entre 1,11 e 1,41. Com isto pode-se afirmar que a seção resistente é 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
23 
formada pelo núcleo, ou seja, a região limitada pelo eixo da armadura transversal 
mais externa. Estes resultados confirmam as conclusões obtidas por 
AGOSTINI(1992), CUSSON & PAULTRE(1994) e PAIVA(1994). 
 Um dos objetivos deste trabalho era analisar o efeito do aumento da seção 
transversal e o confinamento do núcleo, já que AGOSTINI(1992) e PAIVA(1994) 
trabalharam com seções transversais de menor área. Cabe ressaltar que as taxas de 
armaduras longitudinais e transversais adotadas neste trabalho são menores do que 
as indicadas nas conclusões daqueles Pesquisadores. Quanto a preocupação que se 
tinha de que ao mudar a seção transversal de quadrada para retangular haveria 
alteração no comportamento do núcleo, analisando a tabela 5, modelos 1 e 2 - 
quadrados e 3 e 4 - retangulares, não são identificadas grandes alterações no 
comportamento dos pilares. 
 A simples diminuição do espaçamento entre estribos, mantendo-se o seu 
diâmetro, não interferiu de maneira significativa na relação Fu,exp /Fun , indicando que é 
melhor arranjar os estribos de forma a evitar a flambagem das barras longitudinais, 
conforme indicado na figura 9. 
 O valor médio das relações entre a força última experimental e a força última 
teórica, sem considerar a área do núcleo resultaram igual a 0,79 ( ver tabela 5 ), com 
variação entre 0,70 e 0,87. 
 O modelo apresentado por COLLINS et al. (1993) expressa bem a capacidade 
resistente de pilares de concreto de alto desempenho solicitados por ação centrada e 
permite a consideração da seção integral do pilar. 
 A média das relações entre os valores experimentais divididos pelos teórico, 
calculados a partir das expressões apresentadas por COLLINS et al. (1993), resultou 
igual a 1, o que confirma a eficiência do uso do coeficiente k, que permite analisar a 
resistência do pilar considerando a área integral da seção transversal e as 
resistências da classe II, segundo a NBR 8953/92. 
 Deve ser ressaltado que para análise dos resultados não se considerou o 
efeito da deformação lenta por serem os ensaios realizados com ação de curta 
duração. 
 Analisando os valores das deformações nas barras da armadura longitudinal, 
para uma mesma ação aplicada, para os modelos das séries 1 e 2, ( figuras 3 e 4 ) 
observam-se que permaneceram praticamente iguais enquanto as taxas de armadura 
transversal dobraram. Este fato deve-se aos ainda baixos valores da taxa de 
armadura transversal adotados, fica claro que para aumentar a ductilidade deve-se 
aumentar tanto a taxa de armadura transversal quanto a longitudinal. 
 
 
 
 
 
Figura 9 - Configurações de estribos para seções quadradas e retangulares que possibilitam 
um melhor confinamento 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
24 
 Comparando as deformações últimas dos modelos ensaiados, com os 
resultados de AGOSTINI(1992) e PAIVA(1994), observam-se que os valores são 
semelhantes, lembrando que as taxas de armaduras adotadas por estes 
pesquisadores eram de 3,55% e 4,44% - longitudinal e 1,5% a 3,5% - transversal, 
portanto, superiores as aqui utilizadas ( tabela 2 ). Aqueles Autores afirmam que deve 
ser adotada uma taxa de 2,2% de armadura transversal e 3,5% longitudinal para 
garantir ductilidade. 
 Os resultados dos ensaios feitos nesta pesquisa mostram que a ductilidade foi 
alcançada com menores taxas de armaduras, como pode ser confirmado nos ensaios 
dos modelos da série 4 ver figura 6. 
 Para os modelos ensaiados a flexão normal composta observou-se que as 
análises foram feitas considerando as variações de tensões no concreto nas seções 
transversais dos pilares com as equações propostas por LIMA(1997) e por COLLINS 
et al. (1993). Assim optou-se para justificar a consistência dos resultados 
experimentais obtidos tanto em etapas distintas dos colapsos do modelo proposto 
quanto por processos de análise indicados. 
 Analisando a tabela 10, modelo proposto pelos Autores, pode-se perceber 
que ambas as relações entre os valores das forças experimentais e teóricas 
resultaram praticamente idênticas, tanto para o caso das deformações medidas 
durante os ensaios (situação 1), quanto para a situação 2, onde as deformações no 
concreto foram calculadas a partir das deformações medidas nas barras de aço. 
 Os valores das relações Fexp / Fteo , para as duas situações de etapas de 
aplicação de forças e para as duas situações de deformações, foram tais que, para a 
hipótese 2 de consideração de deformações, os valores resultaram menores que 
quando se considerou a hipótese 1. Isto mostra que houve consistência na 
determinação experimental das deformações nas barras da armadura e no concreto 
nas faces externas dos pilares. 
 As relações entre os momentos fletores experimentais e teóricos, em qualquer 
situação, ficaram muito acima da unidade. Evidencia-se assim que as excentricidades 
geométricas, medidas antes dos inícios dos ensaios, que caracterizavam os 
momentos fletores experimentais atuantes nas seções transversais de meias alturas 
dos pilares não ocorreram na sua integridade. 
 Condições de vinculações diferentes consideradas nos modelos teóricos, 
junto as extremidades, ocorreram durante os ensaios realizados. Isto se deu pelo fato 
de terem ocorrido engastes parciais dos pilares nas faces inferiores junto ao macaco 
hidráulico. Nas faces superiores dos pilares, junto a célula de carga, por deficiência na 
rótula, devem ter sido introduzidas ações horizontais. 
 Para as várias situações analisadas nas tabelas 10 e 11, embora os 
resultados não estejam de acordo com o esperado, pode-se perceber que as relações 
médias ficaram das mesmas ordens de grandeza indicando consistência nos 
resultados. 
 Cumpre ressaltar que os modelos da série 8, como pode ser visto na tabela 
10, não apresentaram momentos fletores teóricos compatíveis com os resultados dos 
demais modelos. Isto alterou de modo significativo a relação Mexp / Mteo , modificando 
para mais os valores médios. Quando não se considerou os resultados dos modelos 
Análise experimental de pilares de concreto de alto desempenho 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
25 
da série 8 os valores médios foram sempre menores, em ambos modelos da série 
observaram descolamentos de extensômetros, sendo que no modelo 8/1 os dois 
extensômetros colados na armadura menos comprimida foram perdidos, o critério 
adotado de estimar o valor da deformação a partir da deformação na outra face não 
surtiu o efeito desejado, coincidentemente estes modelos apresentavam 
excentricidades maiores que os anteriores. 
 Porém, é preciso notar que há consistência nos resultados apresentados 
pelas tabelas 10 e 11 pois, com considerações de deformações diferentes - situações 
1 e 2, e na etapa em que ocorreu o colapso e parauma ação igual a 80% da ação 
última, as relações entre Mexp / Mteo foram praticamente idênticas. 
 
 
5 AGRADECIMENTOS 
 À Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo, por Auxílio à 
Pesquisa, processo número 95/2458-4, à Coordenadoria de Aperfeiçoamento de 
Pessoal de Nível Superior, pela concessão de bolsa PICD, ao Grupo Camargo Corrêa 
S. A e à Reax Indústria e Comércio Ltda. 
 
6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (1992). NBR 8953 – Concreto 
para fins estruturais: classificação por grupos de resistência. Rio de Janeiro. 
AGOSTINI, L. R. S. (1992). Pilares de concreto de alta resistência. São Paulo. Tese 
(Doutorado) - Escola Politécnica, Universidade de São Paulo. 
CARRASQUILLO, R. L.; NILSON, A . H.; SLATE, F. O . (1981). Properties of high 
strength concrete subject to short-term loads. Journal of A.C.I., v. 78, n. 3, p. 171-178, 
May-June. 
COLLINS, P. M.; MITCHELL, D.; MACGREGOR, J. (1993). Structural design 
consideratios for high-strength concrete. Concrete International, p. 27-34, May. 
CUSSON, D.; PAULTRE, P. (1994). High-strength concrete columns confined by 
rectangular ties. Journal of Structural Engineering, ASCE, v.120 n.3, p.783-804, 
Mar. 
FUSCO, P. B. (1989). O cálculo de concreto armado em regime de ruptura.. In: 
SIMPÓSIO EPUSP SOBRE ESTRUTURAS DE CONCRETO. Anais. São Paulo. 
Escola Politécnica – USP. v. 1. 
 
Flávio Barboza de Lima, José Samuel Giongo & Toshiaki Takeya 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 1-26, 2003. 
26 
GIONGO, J. S.; LIMA, F. B.; TAKEYA, T. (1996). Estudo experimental de pilares de 
concreto armado de alto desempenho solicitados à compressão simples e flexão 
normal composta. São Carlos, Escola de Engenharia de São Carlos – USP. 
(Relatório apresentado à FAPESP). 
LIMA, F. B. (1997). Pilares de concreto de alto desempenho: fundamentos e 
experimentação. São Carlos. Tese (Doutorado) - Escola de Engenharia de São 
Carlos, USP. 
METHA, P. K.; MONTEIRO, P. J. M. (1994). Concreto: estrutura, propriedade e 
materiais. São Paulo, Pini. 
PAIVA, Nadjara M. B. (1994). Pilares de concreto de alta resistência com seção 
transversal retangular solicitados à compressão simples. Campinas. Dissertação 
(Mestrado) – Faculdade de Engenharia Civil, Universidade Estadual de Campinas. 
PINTO JR., N. O. (1992). Flexão de vigas de concreto de alta resistência. São 
Paulo. Tese (Doutorado) - Escola Politécnica, Universidade de São Paulo. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 27-58, 2003. 
CONCRETO COM AGREGADO GRAÚDO 
RECICLADO: PROPRIEDADES NO ESTADO 
FRESCO E ENDURECIDO E APLICAÇÃO EM 
PRÉ-MOLDADOS LEVES 
 
Luciano M. Latterza 1 & Eloy Ferraz Machado Jr. 2 
 
 
R e s u m o 
 
 Este trabalho relata a influência do agregado graúdo, reciclado de entulhos de 
construção e demolição, nas propriedades físicas e mecânicas do concreto fresco e 
endurecido, observada durante a investigação do potencial de utilização de rejeitos de 
obras, como agregado graúdo no preparo de concretos de baixa e média resistências. 
O agregado reciclado utilizado na pesquisa foi resultante da trituração de entulhos de 
obra, na Estação de Reciclagem de Entulhos da cidade de Ribeirão Preto-SP. Foi 
utilizada a graduação Dmáx igual a 9,5 mm. Para isto foram analisados concretos com 
substituição de 100% e 50% de agregado graúdo natural, utilizado no concreto de 
referência. Ensaios de perda do abatimento, massa específica no estado fresco, 
resistência à compressão, com determinação do módulo de elasticidade, tração na 
compressão diametral e tração na flexão, mostraram a influência do reciclado no 
desempenho, frente ao concreto de referência. Comprovou-se, também, a resistência à 
abrasão em função da dureza superficial dos concretos. Por fim, o material concreto 
com agregados reciclados foi utilizado em uma aplicação prática, na fabricação de 
painéis leves de vedação, avaliando-se seu desempenho estrutural à flexão. Tanto o 
programa experimental para a realização dos ensaios, quanto os resultados obtidos, 
são também apresentados. Concluiu-se, assim, pela viabilidade do emprego de 
agregado graúdo reciclado em substituição, total ou em parte, ao equivalente natural 
em concretos estruturais de baixa e média resistências. 
 
Palavras-chave: agregados reciclados; resíduos de construção e demolição; 
reciclagem de entulhos; concreto com agregados graúdos reciclados. 
 
 
 
1 INTRODUÇÃO 
 A não muito distante conscientização, por parte da indústria da Construção 
Civil, do conhecido problema do desperdício nas obras civis, tem estimulado ações no 
sentido da implantação de programas de gestão da qualidade, que procuram acabar, 
 
1 Mestre em Engenharia de Estruturas - EESC-USP 
2 Professor Doutor do Departamento de Engenharia de Estruturas da EESC-USP, efemacjr@sc.usp.br 
Luciano M. Latterza & Eloy Ferraz Machado Jr. 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 27-58, 2003. 
28 
ou diminuir, a geração de rejeitos decorrentes da construção. Por outro lado, a 
estabilidade econômica tem provocado um considerável crescimento na produção e 
comercialização de materiais de construção, fato que tem sido divulgado nas matérias 
econômicas da imprensa brasileira. Notadamente, o crescimento na comercialização 
vem se verificando no pequeno e médio varejo, localizado, na maior parte, na periferia 
urbana dos municípios de grande e médio porte. 
 Conseqüentemente, apesar dos programas de gestão da qualidade e de 
gestões ambientais, a geração de resíduos sólidos inertes, popularmente conhecidos 
como entulhos de obra, tem crescido assustadoramente, refletindo-se na perda da 
qualidade ambiental dos espaços urbanos, através do descarte clandestino dos 
rejeitos em terrenos baldios, nas margens de pequenos cursos d’água e ao longo das 
vias públicas periféricas. Além da degradação ambiental, tais descartes oneram as 
administrações municipais com o custo do gerenciamento das disposições irregulares, 
traduzido pelo espalhamento, transporte e combate às zoonoses que proliferam nos 
ambientes propícios das “montanhas” de entulho. 
 Recentemente, algumas administrações de municípios de médio e grande 
porte estão procurando equacionar o problema instalando usinas de processamento 
de entulhos, para o reuso do material reciclado em pavimentação urbana, fabricação 
de blocos de vedação e outras aplicações. De acordo com PINTO (1997), a 
participação dos resíduos de construção no total dos resíduos sólidos urbanos, 
tomados em massa, pode chegar a valores entre 50% e 80%, em cidades de grande e 
médio porte. Parte de todo este material, reciclado em estações de processamento, 
pode significar uma fonte emergente de agregado para a Construção Civil, 
notadamente àquela destinada à população de baixa renda. 
 Mostrar a viabilidade da utilização da fração graúda, do reciclado, como 
material de construção para concretos estruturais de baixa e média resistências, e 
consequentemente, sua influência nas propriedades do concreto fresco e endurecido, 
e também a aplicação deste material em painéis leves de vedação, constitui-se o 
propósito desse trabalho. 
 
 
2 IMPORTÂNCIA DA PESQUISA 
 Ao contrário do volume crescente de resíduos gerados pela construção e 
demolição, as jazidas de agregados naturais, para concreto, estão se tornando muito 
escassas, fazendo com que se busque este material em lugares cada vez mais 
distantes, aumentando seus custos de produção e comercialização. O reflexo no 
custo total da construção é considerável, incidindo com maior peso nas obras 
destinadas às faixas de menor renda. Estimulando, ainda mais, o reuso do entulho 
reciclado, está a constataçãode que o custo da reciclagem, por tonelada, é menor 
que o custo para gerenciar as disposições irregulares. Procurando definir usos para 
os reciclados graúdos, como agregado para concreto de baixa e média resistências, 
com os devidos cuidados e restrições, a pesquisa pretende formular sugestões e 
recomendações técnicas para a aplicação deste novo material de construção. 
 
Concreto com agregado graúdo reciclado: propriedades no estado fresco e endurecido... 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 27-58, 2003. 
29 
3 PROGRAMA EXPERIMENTAL 
 Com o objetivo inicial de investigar a influência do agregado graúdo reciclado, 
proveniente de entulho de construção e demolição, nas propriedades físicas e 
mecânicas do concreto fresco e endurecido, três concretos foram preparados para a 
graduação 0 (Dmáx = 9,5 mm), da NBR 7211/83. Em cada concreto variou-se o tipo de 
agregado graúdo, tendo-se assim, um concreto de referência, com 100% de agregado 
graúdo natural, um com 100% de agregado graúdo reciclado e outro com metade de 
agregado graúdo natural e metade reciclado. 
 
4 MATERIAIS 
4.1 Agregados naturais 
 Os agregados, miúdo e graúdo, naturais utilizados no trabalho foram obtidos 
na região de São Carlos-SP. O agregado miúdo era uma areia, de origem quartzosa, 
proveniente do rio Mogi-Guaçu, com módulo de finura (MF) igual a 2,34 e dimensão 
máxima característica (Dmáx) igual a 2,4 mm, classificada como areia fina a média. 
Para o concreto de referência foram utilizados agregados graúdos de origem 
basáltica, com Dmáx igual a 9,5 mm. 
 As características físicas, determinadas de acordo com as normas NBR 
7251/82, NBR 7810/83 e NBR 9776/87, são apresentadas na Tabela 1, e as curvas 
granulométricas dos agregados estão mostrados nas Figuras 1 e 2: 
 
TABELA 1 - Características físicas dos agregados miúdo e graúdo naturais 
 
Características físicas areia natural agregado graúdo 
 Dmáx = 2,4 mm Dmáx = 9,5 mm 
Massa unitária estado solto (kg/dm3) 1,46 1,34 
Massa unitária estado compactado (kg/dm3) - 1,53 
Massa específica (kg/dm3) 2,60 2,92 
 
 
 
 
 
 
 
Luciano M. Latterza & Eloy Ferraz Machado Jr. 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 27-58, 2003. 
30 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
4.82.41.20.60.30.150
Abertura das peneiras (mm)
Po
rc
. r
et
id
a 
ac
um
ul
ad
a
 
Figura 1 - Curva granulométrica do agregado miúdo 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
12.59.506.304.802.4
Abertura das peneiras (mm)
Po
rc
. r
et
id
a 
ac
um
ul
ad
a
 
 
Figura 2 - Curva granulométrica do agregado graúdo natural, Dmáx = 9,5 mm 
 
4.2 Agregados reciclados 
 A Estação de Reciclagem de Entulho de Ribeirão Preto-SP, em operação 
desde o final de 1996, produz agregados reciclados oriundos de rejeitos de 
construção e demolição, sem peneiramento, em bica corrida. Diversas amostras 
foram analisadas a partir do início das operações, podendo-se afirmar que, 
aproximadamente, 50% do reciclado é material miúdo, passante na peneira 4,8 mm, e 
aproximadamente 70% do material graúdo está compreendido entre as peneiras 19,0 
mm e 4,8 mm. 
 O material graúdo é composto por pedaços de argamassa, pedaços de 
concreto, britas, cerâmica porosa e cerâmica lisa, tendo-se, também, observado na 
sua composição, entre 0,5 % e 1,0 % de outros materiais como: papéis, farpas de 
madeira e isopor. As Figuras 3 e 4 mostram a curva granulométrica do reciclado em 
bica corrida e a natureza da composição, respectivamente: 
 
 
 
Concreto com agregado graúdo reciclado: propriedades no estado fresco e endurecido... 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 27-58, 2003. 
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0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
38.0032.0025.0019.0012.509.506.304.802.401.200.600.300.150.00
Po
rc
. r
et
id
a 
ac
um
ul
ad
a
Abertura das Peneiras (mm)
 
 
Figura 3 - Curva granulométrica do agregado graúdo reciclado, bica corrida 
 
Argam
47.9%Brita
22.5%
Cerâmica
15.0%
Outros
0.5%
Concreto
14.1%
 
Figura 4 - Composição característica do agregado graúdo reciclado,bica corrida 
 
 Os agregados graúdos, reciclados, utilizados neste trabalho foram os 
passantes na peneira 9,5 mm e retidos na 4,8 mm, caracterizados como graduação 0 
da NBR 7211/83. Esta escolha deve-se ao fato que além de estarem entre a maior 
parcela do graúdo reciclado, as britas 0 são bastante utilizadas em concretos para 
pré-moldados de pequena espessura. 
 Os agregados reciclados, assim classificados, foram submetidos à análise 
granulométrica e natureza da composição e suas características físicas foram 
determinadas de acordo com as normas brasileiras pertinentes. 
 A Tabela 2 mostra as propriedades físicas determinadas e as Figuras 5 e 6 
mostram as curvas granulométricas dos reciclados e a natureza da composição. 
 
 
 
Luciano M. Latterza & Eloy Ferraz Machado Jr. 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 27-58, 2003. 
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TABELA 2 - Características físicas dos agregados graúdos reciclados 
Características físicas agregado graúdo 
 Dmáx = 9,5 mm 
Massa unitária estado solto (kg/dm3) 1,10 
Massa unitária estado compactado (kg/dm3) 1,26 
Massa específica (kg/dm3) 2,36 
 
 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
12.59.56.34.82.4
Abertura das peneiras (mm)
Po
rc
. r
et
id
a 
ac
um
ul
ad
a
 
Figura 5 - Curva granulométrica do agregado graúdo reciclado, Dmáx = 9,5 mm 
 
Argam
58%
Concreto
12%
Brita
16%
Cerâmica
12%
Outros
2%
 
Figura 6 - Composição característica do agregado reciclado, Dmáx = 9,5 mm 
 
5 CONCRETO NO ESTADO FRESCO 
 Em pesquisa anteriormente realizada utilizando-se os mesmos materiais, 
naturais e reciclados, do trabalho aqui apresentado, foram preparadas misturas para 
uma resistência característica, do concreto de referência, de 15 MPa. Os ensaios, 
então realizados, mostraram que a simples substituição, em massa, dos agregados 
graúdos naturais pelos reciclados, com pequeno acréscimo na água de 
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33 
amassamento, produziram concretos moldáveis, mas com abatimento praticamente 
nulo. 
 Nesta fase tinha-se como objetivo inicial a investigação da influência do 
agregado reciclado nas propriedades do concreto fresco e endurecido. A partir das 
misturas anteriores todos os concretos foram, então, ajustados para um abatimento 
de (60 ± 10) mm, para um mesmo fator água/cimento, ainda com fck = 15 MPa para o 
concreto de referência. 
 A Tabela 3 mostra as quantidades de materiais, em massa, por metro cúbico 
de concreto fresco, adotadas neste trabalho: 
TABELA 3 - Quantidade de materiais utilizado em cada concreto 
 Quantidades de Materiais 
Dmáx tipo de agregado 
graúdo 
cimento 
CP II F-32
( kg/m3 )
areia natural
 
( kg/m3 ) 
agregado graúdo 
 
( kg/m3 ) 
água 
 
( kg/m3 ) 
 natural 358 909 755 269 
9,5 mm 50% natural + 
50% reciclado 
360 882 734 266 
 100% reciclado 344 843 702 261 
 
 
 
5.1 Perda do abatimento (NBR 10342/88) 
 Sucintamente, o ensaio consiste em se determinar o abatimento, pelo método 
do tronco de cone, a cada 15 minutos a partir da primeira determinação. O ensaio é 
considerado encerrado quando o concreto apresentar abatimento de (30 ± 10) mm. 
 Nestes ensaios, devido a pequena quantidade de materiais, os concretos 
foram misturados manualmente em amassadeira de chapa. 
 Os resultados estão representados graficamente, como tempo decorrido 
contra percentagem da perda de abatimento, em relação à primeira leitura. 
 Os ensaios foramconduzidos até um abatimento de (20 ± 10) mm, com o 
objetivo de se ter um maior número de pontos para o traçado das curvas. A Figura 7 
mostra os resultados individuais e a comparação entre eles, para cada concreto com 
agregado graúdo Dmáx = 9,5 mm. 
 
 
 
 
 
Luciano M. Latterza & Eloy Ferraz Machado Jr. 
Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 27-58, 2003. 
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natural
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
tempo (min)
ab
at
im
en
to
 e
m
 re
la
çã
o 
a 
pr
im
ei
ra
le
itu
ra
(%
)
 
100% reciclado
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
tempo (min)
ab
at
im
en
to
 e
m
 re
la
çã
o 
a 
pr
im
ei
ra
le
itu
ra
 (%
)
 
 
 
 
50% natural + 50% reciclado
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
tempo (min)
ab
at
im
en
to
 e
m
 re
la
çã
o 
a 
pr
im
ei
ra
le
itu
ra
(%
)
 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
tempo (min)
ab
at
im
en
to
 e
m
 re
la
çã
o 
a 
pr
im
ei
ra
le
itu
ra
(%
)
natural
reciclado
50% rec e 50% nat
 
Figura 7 - Curvas de perda do abatimento individuais e comparação entre as curvas. 
Concretos com agregados graúdos com graduação 4,8mm < D < 9,5mm 
 
5.2 Massa específica do concreto fresco (NBR 9833/87) 
 O ensaio consiste na determinação da massa por unidade de volume do 
concreto fresco através da divisão da massa de concreto, em recipiente, adensado de 
acordo com a norma, pelo volume do recipiente, normalizado e compatível com a 
dimensão máxima característica do agregado graúdo. 
 Os ensaios foram realizados com os mesmos concretos da moldagem dos 
exemplares utilizados na pesquisa, portanto, devido a maior quantidade de materiais 
envolvidos, as misturas foram mecânicas. 
 Os resultados podem ser vistos na Tabela 4: 
 
 
 
 
Concreto com agregado graúdo reciclado: propriedades no estado fresco e endurecido... 
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TABELA 4 - Massa específica do concreto fresco e condições ambiente durante o ensaio 
Dmáx tipo de agregado 
graúdo 
temperatura 
ambiente 
umidade 
relativa 
abatimento 
inicial 
massa 
específica 
 ( ºC ) ( % ) ( mm ) ( kg/dm3 ) 
 natural 28,9 57 49 2,292 
9,5 mm 50% natural + 
50% reciclado 
28,9 55 68 2,250 
 100% reciclado 29,1 54 75 2,192 
 
 
5.3 Análise dos resultados e comentários 
 
 Como pode-se perceber da análise das curvas individuais de perda do 
abatimento, para os concretos com Dmáx igual a 9,5 mm, apesar de apresentarem 
inclinações das curvas maiores, e portanto, perda mais rápida, os concretos com 
reciclados tiveram comportamento semelhante ao concreto de referência. O ensaio 
encerrou-se com abatimento de 18 mm para o concreto de referência, após 121 
minutos da adição de água; com 21 mm, após 96 minutos, para o concreto com 100% 
de substituição e com 20 mm, após 93 minutos, para o concreto com 50% de 
substituição. Estes abatimentos representam, respectivamente, 29%, 34% e 31% da 
leitura inicial. 
 Comparando-se as curvas, para um tempo próximo a 100 minutos, o 
abatimento representa 38% para o concreto de referência contra 34% e 31% para os 
outros dois. 
 Os resultados constatam, com clareza, a influência da maior absorção do 
agregado graúdo reciclado na perda do abatimento do concreto fresco, 
comportamento semelhante ao observado nos concretos com agregados graúdos 
leves. 
 Com relação à massa específica no estado fresco, pode-se constatar a 
influência da menor densidade do agregado reciclado nos resultados obtidos. A 
massa específica do concreto com 100% de agregados reciclados está situada nas 
proximidades do limite superior dos concretos leves e no limite inferior dos concretos 
normais. A massa específica no estado fresco, estabelecendo uma analogia com os 
concretos leves NEVILLE (1997), pode ser uma boa aproximação para o cálculo do 
peso próprio de concretos com agregados graúdos reciclados. 
 
6 CONCRETO NO ESTADO ENDURECIDO 
6.1 Ensaios realizados e número de exemplares 
 Para estabelecer a influência do agregado reciclado no comportamento 
mecânico do concreto endurecido foram programados ensaios para determinação da 
resistência à compressão axial, com determinação do módulo de elasticidade 
tangente, resistência à tração na compressão diametral e módulo de ruptura à flexão. 
Os exemplares eram cilíndricos, de (100 x 200) mm, para realização dos ensaios de 
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compressão axial e diametral, e prismáticos, de (150 x 150 x 750) mm, para os 
ensaios de flexão. 
 A Tabela 5 mostra o número de exemplares, por ensaio, para cada concreto 
analisado: 
TABELA 5 - Número de exemplares para cada tipo de ensaio 
 Número de Exemplares por Tipo de Ensaio 
Dmáx tipo de 
agregado 
graúdo 
compressão 
axial 
compressão 
diametral 
módulo de 
ruptura à 
flexão 
módulo de 
elasticidade 
 7 d 28 d 28 d 28 d 28 d 
 natural 2 3 3 2 3 
9,5 mm 50%natural + 
50% reciclado 
3 3 3 2 3 
 100% reciclado 3 3 3 2 3 
 
 Os concretos foram misturados mecanicamente, sem que tenha havido 
imersão prévia dos agregados graúdos reciclados, que estavam secos ao ar. A 
técnica para lançamento do material na misturadora foi a mesma adotada para os 
agregados naturais. Após a adição total da água os concretos foram misturados 
durante três minutos. Todos os exemplares foram moldados sob as mesmas 
condições de temperatura ambiente e umidade relativa, tendo sido adotado o 
adensamento mecânico, com vibrador de agulha, de acordo com a NBR 5738/84. 
Após 24 horas da moldagem os exemplares foram desmoldados e mantidos imersos 
em água até a data dos ensaios. 
 
6.2 Resistência à compressão e módulo de elasticidade (NBR 5739/80) 
 
 A Tabela 6 mostra os resultados médios, obtidos com os concretos ensaiados, 
para resistência à compressão e módulo de elasticidade: 
TABELA 6 - Resistência à compressão e módulo de elasticidade 
Dmáx tipo de agregado 
graúdo 
resistência à compressão 
( MPa ) 
módulo de elasticidade
( Gpa ) 
 7 d 28 d 28 d 
 natural 16,0 24,7 (1,00) 13,1 
9,5 mm 50% natural + 
50% reciclado 21,3 29,2 (1,18) 12,8 
 100% reciclado 21,0 29,0 (1,17) 13,4 
 
 
6.2.1 Análise dos resultados e comentários 
 
 O concreto de referência atingiu a resistência de dosagem prevista aos 28 
dias. Entre os concretos com agregados reciclados, não houve diferenças 
significativas, no entanto, superaram os valores de resistência do concreto de 
Concreto com agregado graúdo reciclado: propriedades no estado fresco e endurecido... 
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referência em 17% e 18%. Isto se deve à quantidade de água retirada, da água de 
amassamento, pela alta absorção do agregado reciclado. A água retida nos poros 
destes agregados não está disponível para a hidratação do cimento, mas na fase de 
endurecimento da pasta, provavelmente, a água no interior do agregado reciclado 
contribui para a hidratação, como se fosse uma “cura úmida interna”, conforme 
descreve NEVILLE (1997), ao se referir aos concretos de agregados leves de alto 
poder de absorção. 
 Quanto ao módulo de elasticidade, não se observou variação entre o concreto 
de