CORROSÃO DO AÇO-CARBONO EM CONCRETO ARMADO

14ª Conferência sobre Tecnologia de Equipamentos
COTEQ2017 - 058
CORROSÃO DO AÇO-CARBONO EM CONCRETO ARMADO
Adriana de Araujo 1
, Juliana L. Cardoso 2
, Mayara Stecanella Pacheco 3
, Mario Leite Pereira
Filho 4
Zehbour Panossian 5
Copyright 2017, ABENDI, ABRACO, ABCM , IBP e FBTS.
Trabalho apresentado durante a 14ª Conferência sobre Tecnologia de Equipamentos.
As informações e opiniões contidas neste trabalho são de exclusiva responsabilidade do(s)
autor(es).
SINOPSE
A corrosão das armaduras é uma das principais causas do surgimento de manifestações
patológicas nas estruturas de concreto. Para prevenir e ou minimizar a corrosão é importante
conhecer o comportamento do aço-carbono em concreto, os principais agentes envolvidos no
estabelecimento de processo corrosivo e o seu mecanismo, temas os quais são discutidos neste
artigo de revisão. Inicialmente, é conceituada a vida útil das estruturas sobre o ponto de vista
da corrosão. A célula de corrosão é apresentada, sendo conceituada a área anódica e catódica
e o fluxo de corrente entre elas e a taxa de corrosão do aço em concreto. Em complemento, os
potenciais eletroquímicos e diferentes diagramas de equilíbrio do ferro em água são
apresentados, sendo discutidas reações na interface metal/meio em concreto carbonatado e em
concreto contaminado com íons cloreto. Finalmente, é apresentada a formação de microcélula
e macrocélula de corrosão em concreto armado, com exemplos de macrocélula em concreto
fissurado e em região de reparo localizado.
Palavras-chave: corrosão; concreto; concreto armado; vida útil da estrutura; célula de
corrosão; potencial de corrosão; taxa de corrosão; diagrama de equilíbrio.
1. INTRODUÇÃO
A corrosão das armaduras é uma das principais causas do surgimento de manifestações
patológicas que comprometem a vida útil das estruturas como mostra a versão modificada (1)
1
Mestre em Habitação, Pesquisadora do Laboratório de Corrosão e Proteção – LCP do Instituto de Pesquisas Tecnológicas
do Estado de São Paulo S.A. - IPT (aaraujo@ipt.br).
2
Doutora em Ciências, Pesquisadora do LCP da Fundação de Apoio ao IPT – FIPT e professora da FATEC-Osasco
(e-mail: jcardoso@ipt.br).
3
Mestranda, Bolsista FIPT.
4
Doutor em ciências, Pesquisador do Laboratório de Equipamentos Elétricos e Ópticos do IPT (mleite@ipt.br).
5
Doutora em Ciências, Diretora de Inovação do IPT e professora convidada do Departamento de Metalurgia e Materiais da
EPUSP (e-mail: zep@ipt.br).

do modelo clássico de Tuutti (2) apresentada na Figura 1a. Sob o ponto de vista da corrosão, a
vida útil é subdividida em um período de iniciação da corrosão e, outro, de propagação da
corrosão (2). O de iniciação compreende o tempo decorrido para a despassivação da
armadura, momento em que esta assume um potencial eletroquímico mais negativo, indicativo
de estado ativo de corrosão. O período de propagação compreende os estágios de deterioração
gradativa das estruturas até atingir um nível crítico, em que as consequências da corrosão não
podem ser mais toleradas (3).
(g)
(f)
(a)
(b) (c) (d) (e)
Figura 1 – Versão modificada de Cusson et al. (1) do modelo clássico de Tuutti (2) (a) com ilustrações das
alterações típicas nas características do concreto armado (1) (b-g).
Após a construção, a estrutura já pode apresentar algum tipo de anomalia, como fissuração
(Figura 1b), segregação e variação de espessura no concreto de cobrimento da armadura em
razão de defeitos gerados na etapa de execução. Essas anomalias podem determinar o
surgimento de zonas de concentração diferencial de umidade e ou de aeração e, também de
penetração diferencial de agentes agressivos e, deste modo, zonas preferenciais para o
estabelecimento de processo corrosivo (4-8).
É de conhecimento geral que o gás carbônico (CO2) e os íons cloreto (Cl-
) são os principais
agentes desencadeadores da corrosão das armaduras, sendo a taxa de penetração desses
agentes no concreto um parâmetro importante na previsão da vida útil das estruturas
desabrigadas, expostas ao ambiente atmosférico (estruturas aéreas). Embora o CO2 esteja
presente em qualquer tipo de atmosfera, este é o principal responsável pela deterioração de
estruturas aéreas de grandes centros urbanos. Quanto esses centros se localizam em ambiente
marinho, a corrosão passa a ser desencadeada preferencialmente pelo ingresso de Cl-
(9). É
sabido que o transporte desses agentes e a extensão e o efeito da ação deletéria dos mesmos às
Propagação da corrosão
Despassivação da
armadura
Fissuração
interna
Iniciação da corrosão
Vida útil
Fissuração
superficial
Fissuração
prematura
Delaminação ou
desplacamento

estruturas e a taxa de corrosão da armadura são dependentes das condições climáticas e de
exposição, em destaque o microclima que as diferentes partes da estrutura estão sujeitas.
Soma-se a isso, as propriedades e as condições de conservação do concreto.
Uma vez despassivada a armadura (Figura 1c), a propagação da corrosão engloba diferentes
estágios, como:
Primeiro Estágio: início da perda da seção do aço em razão do avanço do processo
corrosivo (Figura 1c), em que há acúmulo de produtos de corrosão expansivos (Figura
1d) e o início de fissuração interna do concreto. Algumas vezes, também se observa
manchas na superfície do concreto resultantes da lixiviação dos produtos de corrosão;
Segundo Estágio: fissuração de toda a camada do concreto de cobrimento da armadura
(Figura 1e). Com essa fissuração, o processo de corrosão se intensifica o que justifica este
estágio ser denominado de aceleração da corrosão. Outras zonas dos mesmos elementos
com corrosão em curso e outras partes da estrutura devem também iniciar um processo
corrosivo;
Terceiro Estágio: a fissuração do concreto de cobrimento se intensifica (Figura 1f) com
tendência para o seu desplacamento localizado ou delaminação (Figura 1g). A partir
desse estágio ocorre uma significativa perda da seção resistente da armadura e uma
importante perda da sua aderência ao concreto e, consequentemente, o posterior
comprometimento da segurança e da capacidade de serviço da estrutura. Desse modo,
este estágio pode ser denominado de estágio de deterioração da estrutura ou de término
da vida útil de serviço.
O Primeiro Estágio da corrosão da armadura (Figura 1c-1d) não é detectado por meio de
inspeções rotineiras que se limitam ao exame visual da superfície do concreto. Esse exame
possibilita a identificação de fissuras e de manchas de corrosão (Segundo Estágio) e o
desplacamento do concreto com exposição de armadura corroída (Terceiro Estágio). Desse
modo, muitas vezes, a adoção de medidas protetivas acaba sendo adotada somente após a
evolução do quadro patológico, impactando negativamente no prazo limite da vida útil das
estruturas. Esse prazo é estabelecido por diferentes critérios, como restrição de uso ou risco à
segurança dos usuários, elevado custo ou complexidade de intervenções de recuperação e
ruptura (parcial ou total) da estrutura.
Para prevenir e ou minimizar o processo corrosivo das armaduras e as suas consequências à
vida útil das estruturas, é importante conhecer o comportamento do aço em meio aquoso e
discutir os mecanismos e os principais agentes envolvidos no estabelecimento e na evolução
da corrosão, os quais são tema do presente artigo de revisão. Primeiramente, é discutida a
condição de passivação do aço e sua alteração para o estado ativo de corrosão em razão da
ação do dióxido de carbono ou dos íons cloreto. Em seguida, é apresentada a célula
eletroquímica de corrosão, sendo discutida a região anódica e catódica, a circulação da
corrente elétrica entre ambas, a taxa de corrosão e os potenciais de eletrodo, de equilíbrio e de
corrosão. Em complemento, diagramas de equilíbrio do ferro em água são apresentados e
discutidos, considerando as reações envolvidas no processo corrosivo em pH 8 (concreto
carbonatado) e em pH 13,5 (concreto íntegro ou contaminado com íons cloreto). Finalmente é
discutida a formação de microcélula e macrocélula, com exemplos da ocorrência desta última
em concreto fissurado e em região de reparo localizado.

2. PASSIVAÇÃO DO AÇO-CARBONO EM CONCRETO
O contato do aço-carbono com a solução aquosa6
que preenche a rede de poros e capilares do
concreto leva à formação espontânea de uma película de caráter protetor, composta de óxidos
e hidróxidos de ferro, elemento principal do aço-carbono (3). Em solução aquosa,
WOLYNEC (11) descreve essa película como uma camada aderente, sendo a reação
3Fe + 4H2O Fe3O4 + 8H+
+ 8e-
a responsável pela passivação.
Embora nem sempre a película passiva seja uma camada de espessura uniforme e estável ao
longo do tempo, a sua presença mantém a taxa de corrosão (densidade de corrente - icorr) do
aço em níveis desprezíveis, na ordem de 0,01 µA/cm2
a 0,1 µA/cm2
(0,1 µm/ano a 1 µm/ano).
Como condicionante de alterações, cita-se a presença de O2, que quando elevada possibilita o
aumento da espessura da película passiva (12). Nesse caso, também é possível uma elevação
do potencial de corrosão do aço (Ecorr), que assume valor mais positivo. Quanto mais positivo
é o Ecorr, mais resistente é a película ao ataque de agentes agressivos (12).
O estudo de Huet et al. (13) mostrou que a camada passiva é muito fina (< 10 nm), sendo
composta principalmente de óxidos de ferro III (Fe2O3). Isso foi verificado para uma barra de
aço-carbono com carepa de laminação, imersa em solução simulada de água de poro. Chomat
et al. (14) verificaram a predominância de goethita (α-FeOOH) e de lepidocrocita (γ-
FeOOH) sobre a superfície de uma barra de aço embutida em argamassa de cimento Portland
exposta a um ambiente aerado e de elevada umidade relativa (UR ≥ 80 %). Na condição de
baixa aeração (deficiente em O2 na atmosfera artificial), detectou-se a presença predominante
de magnetita (Fe3O4). Em ambos os casos, verificou-se, ao longo dos três anos de ensaio, uma
variação da composição dos produtos de corrosão.
A avaliação de Chomat et al. (14) também permitiu observar a formação de uma camada rica
em elementos da pasta de cimento junto à superfície do aço. Outras pesquisas (6, 8, 15)
indicaram que essa camada externa pode atuar como uma proteção adicional contra corrosão,
pois é rica em íons hidroxila (OH-
) que é considerado um retardador da corrosão. Quanto
maior a concentração de OH-
, maior é o tempo requerido para a diminuição do pH da água de
poro pela penetração do CO2, ou para se atingir um teor crítico de Cl-
junto a superfície do
aço. Esses agentes, CO2 e Cl-
, são discutidos a seguir.
3. PRINCIPAIS AGENTES DESENCADEADORES DA CORROSÃO
O estado passivo do aço-carbono embutido em concreto é alterado para o estado ativo de
corrosão pelas reações químicas do CO2, presente na atmosfera, com o hidróxido de cálcio e
outras substâncias alcalinas da pasta de cimento que se dissolvem na água de poro. Esse
fenômeno, denominado de carbonatação, resulta na precipitação de sais insolúveis de
carbonato de cálcio (CaCO3) e na redução do pH elevado da água de poro (orginalmente
maior que 12,5) para até valores abaixo de 8 (16-17), o que é propício para o estabelecimento
de processo corrosivo. A frente de carbonatação é determinada normalmente em campo por
6
Também denominada de fase líquida do concreto ou água de poro, é uma solução aquosa rica em íons, sendo
por isso também chamada de solução eletrolítica.

meio da aspersão de solução de fenolftaleína em concreto recém-fraturado. Com essa
aspersão, a região carbonatada não apresenta alteração de coloração (faixa de pH entre 7 a
9,5), enquanto a região de concreto carbonatado parcialmente (faixa de pH entre 9,5 a 11) e a
de concreto não carbonatado (pH acima da 11) assumem coloração rosada. A faixa de
concreto carbonatado parcialmente é a de limite de início do processo corrosivo (17).
A velocidade do avanço da frente de carbonatação é fortemente dependente das características
do concreto (rede de poros comunicantes e reserva alcalina) e da concentração de CO2
associada à umidade relativa (UR) atmosférica (2-3,18). Segundo ACI 201.2R (19), as
velocidades são maiores quando UR atmosférica é mantida entre 50 % e 75 %. Hansson et al.
(20) descrevem a carbonatação do concreto como um evento de grande impacto na vida útil
de estruturas edificadas em locais de clima quente em que há períodos de intensa insolação
(causa a diminuição do grau de saturação do concreto, o que facilita o ingresso de gases)
seguidos de períodos de intensa exposição à agua pluvial (mantém a umidade interna do
concreto alta, sendo isto necessário para a dissolução de gases e para a manutenção do sistema
aço/concreto úmido).
Essas condições cíclicas de exposição à água também são propícias para a corrosão das
armaduras de estruturas localizadas em ambiente marinho, que ocorre devido ao ataque de Cl-
na forma de gotículas suspensas no ar (névoa salina) e na forma de respingos e marolas da
água do mar. Em locais de clima quente, espera-se uma maior agressividade de Cl-
às
armaduras, em razão de maior temperatura ambiental, sendo este um dos fatores
determinantes do teor crítico de Cl-
necessário para a despassivação da armadura (9). Andrade
et al. (21) descrevem a temperatura como principal parâmetro que controla a umidade do
concreto, pois em clima quente, a temperatura elevada deste ambiente pode secar o concreto
de cobrimento da armadura (UR < 85 %), o que afeta a taxa de penetração de Cl-
no concreto.
Essa taxa é também dependente de outros fatores como o aumento da distância da obra em
relação ao mar e as características do concreto (22-23).
A NBR 12655 (24) limita o teor de Cl-
entre 0,15 % e 0,40 % para concreto armado e de
0,05 % para o concreto protendido, todos em relação à massa de cimento. No entanto, não há
valor fixo, sendo que Bertolini et al. (3) citam a faixa de valores de 0,4 % a 1 % para
estruturas aéreas (Ecorr em torno de 0 V vs. eletrodo de calomelano saturado - ECS), enquanto
valores maiores são admitimos para estruturas imersas em água e as protegidas catodicamente
(Ecorr em torno de -0,400 V vs. ECS a -0,500 V vs. ECS). Hansson (12) cita que quanto
menor é o pH da água de poro ou mais negativo é Ecorr, menor será o teor de Cl-
necessário
para desencadear um processo corrosivo.
Outros parâmetros importantes são o tipo e a quantidade de cimento, as condições superficiais
do aço, a porosidade do concreto e a diminuição do seu pH (carbonatação) o que libera Cl-
ligados quimicamente com a fase hidratada do cimento (9,20). Desse modo, dificilmente pode
ser estabelecido um limite único de Cl-
, abaixo do qual a passivação do sistema aço/concreto
úmido é assegurada.

A presença de Cl-
é preocupante para a durabilidade das estruturas por diferentes razões, a
saber:
em solução rico em O2 e pH constante, a taxa de corrosão aumenta com o aumento da
concentração de Cl-
;
a resistividade elétrica do concreto diminui com o aumento da concentração de Cl-
no
concreto, sendo neste caso, facilitado o transporte de íons para as reações eletroquímicas
inerentes ao processo corrosivo (17);
a presença de Cl-
favorece a formação de complexos de ferro solúveis, prejudicando a
precipitação de produtos de corrosão de caráter protetor. Além disso, a corrosão por Cl-
é
autossustentada, pois estes íons são liberados para novas reações (17, 22);
a presença de Cl-
favorece a absorção e a retenção de água em razão de sua característica
hidrofílica (17). A maior umidade interna do concreto pode acelerar a taxa de corrosão, em
razão de aumentar a relação de área ativa de corrosão em reação à passiva (ser discutido
mais adiante).
O processo de corrosão por Cl-
ocorre inicialmente por ataque localizado em que há
nucleação de pites, que são áreas ativas de corrosão com abertura muito pequena que tendem
a se aprofundar. Os pites nucleados se espalham lateralmente, em razão do acúmulo de
produtos de corrosão na sua superfície. Esses produtos isolam os pites das suas áreas
adjacentes passivadas que com isto perdem a proteção (polarização catódica), assumindo o
seu próprio Ecorr que é um valor mais positivo. Com a elevação de Ecorr, novos pites
(denominados de metastáticos) são rapidamente formados no entorno dos pites isolados, com
tendência deste de se agruparem, formando cavidades rasas de corrosão localizada (25). Essas
cavidades, também denominadas de alvéolos de corrosão, são usualmente detectadas na
prática laboratorial em que se pode acompanhar o processo de corrosão. No caso de meios
muito contaminados com Cl-
, em geral se observa que a corrosão se generaliza, atingindo toda
a superfície exposta do aço.
Broomfield (17) descreve que a corrosão se generaliza, sendo que a superfície do aço assume
aspecto similar ao da corrosão generalizada desencadeada pela carbonatação do concreto. Na
prática laboratorial, a corrosão desencadeada por Cl-
pode resultar em uma remoção irregular
do aço, resultante da formação de alvéolos de profundidade variável ao longo de sua
superfície. Gonzalez et al. (26) concluíram que o valor médio da profundidade de ataque
localizado equivale de quatro a oito vezes ao da profundidade da corrosão generalizada do
aço. Apostolopoulos et al. (10) observaram profundidade média das cavidades formadas pela
corrosão localizada de aço embutido em concreto de 0,477 mm, enquanto, em aço não
embutido esta profundidade foi de 0,39 mm, sendo a variação de 21,5 %. Esse resultado
mostra a sabida severidade do ataque ao aço embutido em concreto, podendo esta ser mais
significativa do que a resultante da exposição do aço diretamente à atmosfera.
A Figura 2 mostra a corrosão generalizada de um trecho recém-exposto de armadura de viga
de um píer (estrutura edificada há mais de 40 anos) que apresentava fissura longitudinal
próxima à quina e potencial de corrosão indicando estado ativo de corrosão. A aspersão da
solução de fenolftaleína (Figura 2a) mostrou que a região de concreto próximo à armadura
mantinha um pH elevado (concreto assumindo cor rosada), indicando que a corrosão era
decorrente da exposição aos Cl-
, o que foi confirmado por ensaios laboratoriais.

(b)
(a) (c)
Figura 2 – Aspecto de um trecho de viga fissurada de estrutura exposta à atmosfera marinha. Local de
armadura exposta em que foi feito exame visual de sua superfície e ensaio de carbonatação (a). Etapa de
fratura do concreto em local fissurado (b) e detalho de parte do trecho exposto (c).
A Figura 2b mostra a etapa de fratura local do concreto na região da fissura longitudinal,
sendo esta a única anomalia na superfície do concreto no trecho do elemento em análise. Essa
fissura apresentava abertura variável e acompanhava o posicionamento da barra principal da
armadura corroída. Na literatura, considera-se que a fissuração é decorrente das tensões
internas causadas pelos produtos de corrosão volumosos, associada a outros fatores como a
relação da espessura do concreto de cobrimento e do diâmetro das barras, a qualidade do
concreto e sua resistência à tração e a taxa de corrosão ou da corrente imposta ao sistema
aço/concreto (27). Com o avanço do processo corrosivo, a armadura acaba sendo exposta em
razão do desplacamento do concreto (17-18,22).
A Figura 2c mostra detalhe do aspecto superficial do aço-carbono. Embora não seja claro na
imagem, a superfície do aço estava irregular e havia acúmulo de produtos de corrosão de
coloração predominante preta, sendo visualmente nítida a presença de um trecho de
precipitado gelatinoso de coloração esverdeada, atribuída à formação de complexos
intermediários de corrosão de íons de ferro II (Fe2+
). Segundo Broomfield (17), a corrosão
preta ou verde é perigosa, pois não há indicações visuais na superfície do concreto de sua
ocorrência e, deste modo, a corrosão é identificada somente após severa redução da seção de
aço. No presente caso, ocorreu redução em torno de 15 % da seção nominal da barra
longitudinal.
Produtos de corrosão
de cor alaranjada
Produtos de corrosão
de cor esverdeada
Fissura

Na Figura 2c, também se observa um acúmulo de produtos de corrosão de coloração castanho
avermelhado e alaranjado na massa do concreto próxima às barras. Além disso, observa-se
que após aspersão de solução de fenolftaleína, o concreto local da região de acúmulo desses
produtos não assumiu cor rosada. Esse fato foi atribuído ao consumo local de OH-
pelas
reações envolvidas na formação desses produtos, o que causou o abaixamento local do pH.
Cita-se que o exame visual não permitiu avaliar o caráter expansivo dos produtos de corrosão
e que não foi feito análise de sua composição. Segundo Hansson (20), em concreto armado os
produtos de corrosão seriam Fe3O4, α-Fe2O3, γ-Fe2O3, α-FeOOH e γ-FeOOH, os quais
apresentam volume maior do que o aço, em torno de 2,2 a 2,3 vezes, sendo obtidos volumes
maiores ainda após a fissuração do concreto, em que é facilitado o acesso do O2 e da água. A
composição dos produtos de corrosão é dependente da presença desses agentes, bem como da
força iônica, composição e pH na água e do Ecorr assumido pelo aço no meio (12,27).
4. CÉLULA DE CORROSÃO E TAXA DE CORROSÃO
A Figura 3 apresenta um desenho esquemático de uma célula de corrosão em concreto armado
carbonatado de pH 8. Como mostra essa figura, a célula de corrosão é constituída por um
anodo ou região anódica (A), onde ocorre a reação de oxidação do ferro (Fe → Fe2+
+ 2e-
), e
por um catodo ou região catódica (C), onde ocorre a reação de redução do oxigênio (O2 +
2H2O + 4e-
→ 4OH-
) dissolvido no eletrólito (concreto úmido). Na interface aço/eletrólito
(água de poro) ocorre uma transferência de cargas, sendo os íons de ferro (Fe2+
), formados em
A, liberados ao meio, reagindo tanto com a molécula da água (Fe2+
+ 2H2O Fe(OH)2 +
2H+
) como com os íons hidroxila formados em C, resultando na formação do produto de
corrosão (Fe2+
+ 2OH-
Fe(OH)2). Na presença do oxigênio, os íons de Fe2+
oxidam-se
para Fe3+
que podem formar o Fe(OH)3.
Embora não representado na Figura 3, entre A e C é estabelecida uma diferença de potencial
elétrico. A região A apresenta carga positiva, sendo, portanto, local de atração de carga
oposta, os ânions presentes no concreto úmido (eletrólito). A região C apresenta carga
negativa, sendo, portanto, local de atração de carga positiva, os cátions presentes no eletrólito.
A movimentação de ânions e cátions carregados eletricamente caracteriza a condução de
corrente iônica no eletrólito e, o deslocamento de elétrons na fase metálica (da região A para a
região C), a condução de corrente eletrônica. Quando não há perturbações externas, a reação
anódica (região A) gera elétrons em uma mesma taxa em que estes são consumidos pela
reação catódica (região C). O fluxo de corrente elétrica é, por convenção, oposto ao sentido
do fluxo dos elétrons.

Figura 3 – Desenho esquemático de uma célula de corrosão em concreto armado. Catodo (C) e anodo
(A) estão em regiões distintas e há corrente elétrica envolvida (condução eletrônica no aço-
carbono, condução iônica no eletrólito e, na interface, transferência de cargas através das reações
eletroquímicas).
A intensidade do fluxo de corrente elétrica na célula de corrosão determina a taxa de corrosão
do aço (densidade de corrente de corrosão - icorr). Um dos parâmetros que interfere nesse
fluxo e, consequentemente, no valor de icorr, é a resistência elétrica do meio, decorrente da
queda ôhmica (IR) (11). Em concreto, a contribuição da queda ôhmica ocorre em razão da
resistividade elétrica ser por vezes alta. De modo simplificado, a resistividade elétrica é
dependente do grau de umidade do concreto e de sua permeabilidade à água. A condição ideal
para o fluxo da corrente elétrica é aquela em que há conexão contínua entre poros do
concreto, estando estes saturados (28). Nessa condição, espera-se que o concreto esteja em
equilíbrio com uma atmosfera de umidade relativa (UR) em torno de 95 %.
Embora uma umidade elevada facilite o fluxo de corrente iônica no meio, esta torna muito
lenta o transporte de O2 na água de poro, o qual ocorre por difusão. Assim como a
disponibilidade de água, a presença de O2 dissolvido é essencial para o processo corrosivo,
controlando a cinética da reação catódica (O2 + 2H2O + 4e-
→ 4OH-
). Desse modo, a
condição ideal para a evolução do processo corrosivo é aquele em que a rede de poros
comunicantes não está totalmente preenchida, possibilitando, além do livre fluxo de corrente
iônica na água de poro, a difusão do O2 através de camada de ar nos poros não preenchidos
(2).
A Figura 4, adaptado de Bertolini et al. (3), apresenta esquema representativo de valores de
taxa de corrosão da armadura (convertidos para perda de espessura por ano) com base em
boletim de informação Europeu (CEB No
183 de 1992). Na figura, é considerada tanto a
corrosão desencadeada pela contaminação do concreto com Cl-
como pela sua carbonatação
(CO2). Isso para diferentes umidades relativas atmosféricas. Como mostra a figura, a corrosão
é desprezível quando a perda da seção do aço é < 2 µm/ano. A partir desse valor, a
intensidade do ataque aumenta gradualmente, sendo usualmente definido como ataque severo
às armaduras quando a perda de espessura é superior a 100 µm/ano.

Figura 4 – Esquema representativo da taxa de corrosão em concreto contaminado com íons cloreto (Cl-
) ou
carbonatado (CO2) considerando a umidade relativa atmosférica (UR) (adaptado de Bertolini et al.(3)).
5. POTENCIAL DE ELETRODO E CORRENTE ANÓDICA E CATÓDICA
Quando um metal é imerso em um eletrólito, é formada uma dupla camada elétrica e, através
desta, estabelece-se uma diferença de potencial, denominada de potencial de eletrodo - E.
Dependendo das reações que ocorrem na interface metal/eletrólito, E recebe diferentes
denominações. Se ocorrer uma única reação eletroquímica no sistema metal/meio, oxidação
do metal e deposição do íon metálico (espécie oxidada + elétrons espécie reduzida), ambas
em mesma taxa (densidade de corrente anódica - ia, igual à catódica - ic) e, ainda, sem
alteração da concentração da espécie oxidada ou reduzida no meio, o potencial é denominado
de potencial de equilíbrio - ( ). Se a atividade da espécie oxidada no meio for
igual a 1 mol/L e o metal for puro, o potencial é denominado de potencial de equilíbrio padrão
- ( ) (29).
No caso da célula de corrosão mostrada na Figura 3, em que na interface ocorre a reação de
oxidação do metal, E é denominado de potencial de corrosão, Ecorr. Nesse caso, o valor de
Ecorr é um valor intermediário entre o potencial de equilíbrio da reação anódica do ferro
( ) e o potencial de equilíbrio mais elevado dentre as reações catódicas7
, a redução do
oxigênio ( ) e a redução do hidrogênio ( ) (29). Em concreto armado, Ecorr
pode ser obtido experimentalmente por meio da conexão da armadura, através de um
voltímetro, a um eletrodo de referência posicionado na superfície do concreto umedecido
(contato com a fase iônica, eletrólito).
7
Em concreto, sem aplicação de um potencial externo, não ocorre a participação da reação do hidrogênio, pois
o potencial de eletrodo assumido pela interface metal/meio é sempre maior do que o potencial de equilíbrio do
hidrogênio.

A Figura 5 apresenta desenho esquemático de Hansson (12) relacionando o potencial do
eletrodo - E (eixo vertical ou ordenada) com a densidade corrente - i (eixo horizontal ou
abcissa) para sistema aço/eletrólito (água de poro de pH em torno de 13,5, sem e com
contaminação com Cl-
), admitindo-se que a região anódica e a catódica possuem a mesma
área. As linhas inclinadas representam a reação de oxirredução do oxigênio ( ) (linha
b), a de oxirredução do hidrogênio ( ) (linha a) e da reação de oxirredução do ferro
(linha c). O cruzamento dessas três linhas com o eixo vertical é o potencial de
equilíbrio (Ee) de cada reação na condição de equilíbrio (ic = ia, portanto, i = o). A faixa
indicada em vermelho representa todos os possíveis valores teóricos de Ecorr.
Figura 5 – Desenho esquemático de Hansson (12) apresentando a relação do potencial do eletrodo - E (eixo
vertical) com a densidade de corrente anódica - ia e catódica - ic (eixo horizontal) de possíveis reações
(linhas inclinadas) envolvidas no processo de corrosão do sistema aço/concreto úmido (pH em torno de
13,5). São indicadas as correntes de corrosão.
Potencial
-
E
(c)
(b)
(a)
/Fe
O
Fe 4
3
E
ic
●
●
●
ia
Ecorr
●
●
● ●

Na Figura 5, destacam-se as linhas tracejadas. As linhas azuis representam a ocorrência de
corrosão em que predomina a reação catódica de redução do O2 (condição aerada e Ecorr
acima da linha do hidrogênio) e, as linhas verdes, somente a reação catódica de redução do H2
(condição desaerada). Também na figura, está indicada a densidade de corrente de corrosão
assumida pelo sistema aço/eletrólito desaerado ) e pelo sistema aço/eletrólito aerado
( ) pelas linhas tracejadas azul e verde, respectivamente. Observa-se que as linhas
tracejadas horizontais, azul ou verde, representam o Ecorr de cada sistema e apresentam o
mesmo comprimento no sentido da densidade de corrente catódica (ic) e anódica (ia),
indicando que ambas ocorrem com o mesmo valor (ic = ia , i = o).
Os valores do potencial de equilíbrio, das reações envolvidas no sistema aço/eletrólito
podem ser obtidos pela aplicação da equação de Nernst, que é válida para uma única reação
em equilíbrio, em função das atividades dos seus produtos e reagentes (ou pressão parcial no
caso de gases) e para uma dada temperatura (11). Para eletrólito com temperatura de
25 o
C/298 K e, considerando a constante de gases de 8,314 J/(K.mol) e a de Faraday de
96487 C/mol, a equação de Nernst pode ser escrita como:
red
ox
o
e
e
a
a
log
n
,
E
E
0591
0
n = número de elétrons envolvidos na reação eletroquímica;
aox = atividade das espécies oxidadas;
ared = atividade das espécies reduzidas.
A Tabela 1 apresenta passo a passo o cálculo dos valores de potencial de equilíbrio em
relação ao eletrodo de referência de hidrogênio – EH para possíveis reações envolvidas no
sistema aço-carbono/concreto úmido com pH 13,5 (representativo de concreto íntegro ou
contaminado com Cl-
) e com pH 8 (representativo de concreto carbonatado). Para isso,
adotou-se atividade de 10-6
mol/L para as espécies dissolvidas na água de poro, atividade
unitária para as espécies sólidas, pressão parcial do gás hidrogênio e oxigênio igual a 1 atm
(30).

Tabela 1 – Cálculo do potencial de equilíbrio das reações eletroquímicas envolvidas no processo corrosivo do
aço-carbono em concreto úmido (água de poro de concreto íntegro de pH 13,5 e de concreto carbonatado de pH
8).
Reações de equilíbrio
Cálculo do potencial de equilíbrio (V vs. EH)
Eletrólito a 25 °C, pH 13,5 e
naturalmente aerado
Eletrólito a 25 °C, com pH 8
e naturalmente aerado
Reação
catódica
O2 + 2H2O + 4e-
4OH-
= 0,401 +
= 0,401 +
= 0,401 + (ver nota)
= 0,401 + 0,059
= 0,401 + 0,059
= 0,401 + 0,059
= 1,2284 - 0,059pH
= 1,2284 - 0,059*13,5
= 0,432 V, EH
= 1,2284 - 0,059*8
= 0,756 V, EH
Reação
anódica
2Fe3O4 + H2O 3Fe2O3 + 2H+
+ 2e-
= 0,221 – 0,059pH
= - 0,578 V, EH
= 0,221 – 0,059pH
= - 0,252 V, EH
Fe3O4 + 8H+
+ 8e-
3Fe + 4H2O
= - 0,085 – 0,059pH
= -0,881 V, EH
-
Fe3O4 + 8H+
+ 2e-
3Fe2+
+ 4H2O
-
Fe2+
+ 2e-
Fe -
= -0,440 +
= -0,440+
6
0
1
= -0,440 + 0,0296. -6
= -0,617 V, EH
Nota: a pressão parcial do oxigênio na atmosfera é 0,2 atm. Para simplificação, considerou-se o valor de 1 atm,
como usualmente é feito na literatura.
6. DIAGRAMAS DE EQUILÍBRIO DO FERRO EM ÁGUA
A Figura 6 mostra, simplificadamente, o diagrama de Pourbaix (30) com indicação das
condições teóricas de imunidade, corrosão e passivação do ferro em água (25 o
C e 10-6
mol/L
de íons de ferro) em função do pH e do potencial do eletrodo em relação ao eletrodo de
referência de hidrogênio - EH.

Figura 6 - Diagrama simplificado de equilibro de Pourbaix (30) para o sistema ferro/água (25 o
C e
com 10-6
mol/L de íons de ferro) com indicação dos domínios de imunidade, de corrosão generalizada
e de possível passivação em função do pH e do potencial do eletrodo. A linha rosa introduzida no
diagrama indica a condição de concreto carbonatado (pH 8) e a linha verde a de concreto não
carbonatado.
Na região inferior demarcada como “Imunidade” no diagrama de Pourbaix da Figura 6, o
ferro se mantém estável, deste modo, imune à corrosão. A região superior esquerda
demarcada como “Corrosão generalizada”, é a de estabilidade de íons (Fe2+
e Fe3+
) resultantes
da corrosão do ferro (Fe Fe2+
+ 2e-
) e da oxidação do Fe2+
para Fe3+
. A região superior
direita demarcada como “Possível passivação”, é a de possível estabilidade de óxidos, sendo
destacado no diagrama a formação de filme de magnetita (3Fe + 4H2O Fe3O4 + 8H+
+ 8e-
)
ou de hematita (2Fe3O4 + H2O 3Fe2O3 + 2H+
+ 2e-
).
A condição de equilíbrio das reações que envolvem apenas as espécies presentes na água é
representada no diagrama pela linha tracejada a (2H+
+ 2e-
↔ H2) e a linha tracejada b (O2 +
4H+
+ 4e-
↔ 2H2O). Abaixo da linha a, a água tende a se decompor, ocorrendo redução do
hidrogênio iônico com liberação do gás hidrogênio para o meio (2H+
+ 2e-
H2). A
decomposição da água também ocorre acima da linha b, tendo-se a oxidação da molécula da
água (2H2O O2 + 4H+
+ 4e-
) e liberação de gás oxigênio. A faixa entre as linhas a e b
corresponde ao domínio da estabilidade da água.
PA ●
●
●
PC
Fe
Imunidade
Fe3O4
Fe2+
Corrosão
generalizada
Fe3+
Fe2O3
Possível
passivação
●
PD
PA
●
●
●
-1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
pH
0 a
b
-0,8
Corrosão
Potencial
-
E
(V
vs.
EH)
-1,2
-1,6
1,2
1,6
0,4
● ●
PB
PC
PB
0,8
-0,4

No mesmo diagrama da Figura 6, estão demarcadas duas linhas coloridas, uma verde que está
localizada no pH 13,5 e uma rosa no pH 8, representando concreto não carbonatado e
carbonatado, respectivamente. No pH 13,5, o ponto PA está na linha de equilíbrio da reação
Fe3O4 + 8H+
+ 8e-
3Fe + 4H2O que tem valor de potencial de equilíbrio ( ) de
-0,881 V vs. EH (ver Tabela 1). Em valores mais negativos do que esse, o ferro está no
domínio de imunidade, portanto, não ocorre corrosão. Em valores mais positivos, o ferro se
oxida (corrói) e forma óxidos ou hidróxidos, podendo ficar no estado passivo ou não. Se os
óxidos formados permanecerem compactos e aderentes na superfície do metal, o ferro ficará
passivo e não ocorrerá a sua degradação. Se os óxidos formarem camadas porosas, não
homogêneas e ou com aderência comprometida, o ferro não se passivará e ocorrerá a sua
corrosão e, portanto, a sua degradação. O óxido formado será de Fe3O4 na região entre o
ponto PA e o PB ou será Fe2O3, entre o ponto PB e o PC. Deve-se frisar que no estado
passivo, a corrosão não é interrompida, no entanto, a sua taxa é reduzida a níveis
insignificantes.
Ainda no pH 13,5, o ponto PC está na linha de equilíbrio da reação O2 + 2H2O + 4e-
4OH-
, que tem um valor de potencial de equilíbrio ( ) de +0,432 V vs. EH (ver
Tabela 1). Para o aço-carbono passivo embutido em concreto (pH 13,5) esse valor é o limite,
enquanto, o menor valor experimentalmente obtido é de -0,350 V vs. EH (12). Esse valor,
embora não identificado na Figura 5, localiza-se acima do ponto PB.
Bertolini et al. (2004) citam que geralmente em estrutura aérea em que as armaduras estão no
estado passivo, são obtidos valores de Ecorr entre + 0,100 V vs. ECS (+0,344 V vs. EH) e
-0,200 V vs ECS (+0,044 V vs. EH). No caso de estrutura imersa, os valores de potencial são
mais negativos, podendo ser inferiores a -0,400 V vs. ECS (-0,156 V vs. EH), no entanto,
superiores ao valor do potencial de equilíbrio do ferro ( ) valor em que ocorre a
evolução do hidrogênio (2H+
+ 2e-
H2), linha tracejada a do diagrama da Figura 5. Essa
evolução dificilmente ocorre em concreto, pois exige condição de total ausência de O2 na
água de poro.
No pH 8, o ponto PA está na linha de equilíbrio da reação Fe2+
+ 2e-
Fe que tem valor de
potencial de equilíbrio ( ) de -0,617 V vs. EH (ver Tabela 1). No extremo oposto, está
o ponto PD localizado na linha de equilíbrio da reação O2 + 2H2O + 4e-
4OH-
, que tem
valor de potencial de equilíbrio ( ) de 0,756 V vs. EH (ver Tabela 1). Entre esses
pontos, têm-se os pontos PB e PC. O primeiro de valor -0,374 V vs EH corresponde à
transformação do óxido Fe3O4 em íons de ferro (Fe2+
) o que indica a redução/dissolução da
camada passiva decorrente do acidificação do meio e abaixamento do potencial. Ainda no
ponto PB, não há possibilidade de haver uma reação de redução capaz de formar Fe2+
. Muito
provavelmente, a camada de óxido sofre degradação decorrente da acidificação o que acaba
criando poros que expõem a superfície do aço que pode sofrer corrosão com formação de
Fe3O4 (3Fe + 4H2O Fe3O4 + 8H+
+ 8e-
) e ou redução com formação de Fe2+
. Além disso,
a referida reação causa polarização catódica do sistema (abaixamento de potencial), tonando
agora possível a redução do Fe3O4 ou do Fe para Fe2+
. O segundo ponto PC está na linha de
equilíbrio da reação de transformação do óxido Fe3O4 para Fe2O3, sendo igual a -0,252 V,
EH. Nesse caso, a transformação também requer uma redução. À semelhança do que foi

discutido para o ponto PB, não há possibilidade de haver uma reação de redução capaz de
formar Fe3O4
,
de modo que a mesma consideração feita para o ponto PB é válida.
Bertolini et al. (3) citam que os valores de Ecorr assumidos para o aço em concreto
carbonatado de estruturas aéreas estão entre 0 V vs. ECS (+0,244 V vs. EH) e -0,600 V vs.
ECS (-0,356 V vs. EH). Com principal interferência no valor de Ecorr assumido pelo aço nesse
meio, cita-se a mencionada contribuição da queda ôhmica (IR). Sabe-se que as reações de
carbonatação resultam na formação de sais de carbonato de cálcio insolúveis que aumentam a
densidade do concreto, com consequente refinamento de poros e diminuição da quantidade de
íons na água contida nos mesmos. Nessa condição, espera-se que a resistividade elétrica do
concreto aumente (diminuição da mobilidade de íons), bem como haja uma diminuição da
permeabilidade à água do concreto e, consequentemente, também do seu grau de umidade.
A Figura 7 (3) representa esquematicamente as curvas de polarização individuais da reação
anódica do ferro no estado ativo de corrosão e da catódica do oxigênio em concreto
carbonatado, considerando a condição de equilíbrio com a umidade relativa atmosférica (UR)
de 95 %, 70 % e 80 %. Pode-se verificar que a queda ôhmica passa a ter um papel importante
nos valores de Ecorr e icorr. Na UR 95 %, Ecorr está localizado na intersecção da curva da
reação anódica com a de reação catódica, que ocorre em mesma intensidade (icorr). Quando
UR passa para 70 % e 80 %, Ecorr deve assumir valores mais positivos, dentro da faixa
indicada em vermelho. Com mostra a figura, a UR também afeta icorr, que diminui entre uma a
duas ordens de magnitude para UR 80 % e 70 %, respectivamente.
Figura 7 - Representação esquemática das curvas de polarização individuais (reação anódica - A e reação
catódica - C) para a condição de aço-carbono no est ado ativo de corrosão em concreto carbonatado com
indicação da contribuição de IR na condição de diminuição de UR 95 % para 70 % e 80 % (adaptado de
Bertolini et al. (3)).

Na presença de íons cloreto, o diagrama de Pourbaix (30) pode ser modificado, com indicação
do domínio de ocorrência de corrosão por pite e do domínio de passivação perfeita (região em
que os óxidos formam uma camada compacta e aderente). A Figura 8 apresenta o referido
diagrama simplificado (Figura 8b) juntamente com as curvas de polarização anódica do ferro
(Figura 8a) exposto à água contaminada com 0,01 mol/L (355 mg/L) de Cl-
, temperatura de
25 o
C. No diagrama da Figura 8b, a região demarcada como “Pites” é o domínio em que pites
são iniciados e propagados; a região demarcada como “Passivação imperfeita” é o domínio
em que pites continuam ativos, porém novos pites não são nucleados e, finalmente, a região
chamada de “Passivação perfeita”, é aquela em que o ferro está protegido, pois os pites ativos
são repassivados e não há nucleação de novos pites.
Na Figura 8a, os pontos A referem-se ao potencial de equilíbrio da reação de evolução do
hidrogênio (2H+
+ 2e-
H2) e os pontos B ao potencial de equilíbrio da reação de redução
do oxigênio (O2 + 2H2O + 4e-
4OH-
) para os diferentes pHs (5, 7, 9, 11 e 13). Os pontos P
referem-se ao potencial em que ocorre a passivação na varredura direta. Os pontos r referem-
se ao potencial de pite (Ep) e os pontos p ao potencial de repassivação (Eprot) na varredura
reversa.
A corrosão por pite ocorre em metais cuja resistência à corrosão é decorrente da formação e
preservação de um filme protetor de óxidos. Condições adversas, específicas para cada
sistema, podem causar a quebra desse filme. Essa quebra ocorre em potenciais característicos
denominados de potenciais de pite (Ep). Para interromper a propagação do pite é necessário
alcançar Eprot, potencial mais abaixo, conhecido como potencial de repassivação ou potencial
de proteção de pite (31). Quanto menor é o valor de pH, menores são os valores Ep e de Eprot.
Os valores de potencial de pite e de proteção de um sistema metal/meio dependem de vários
fatores, citando-se teor de cloretos, pH, temperatura e tipo de cimento. Dentre estes fatores, o
teor de cloretos e o pH do concreto são os mais importantes, a saber:
quanto maior o teor de cloretos, menores são os valores Ep e de Eprot;
quanto menor o valor de pH, menores são os valores Ep e de Eprot.
Na prática, os valores de Ecorr assumidos para o aço em concreto contaminado com Cl-
são em
torno de -0,500 V vs. ECS (-0,256 V vs. EH) e -0,600 V vs. ECS (-0,356 V vs. EH). Nas
regiões passivas, Ecorr se mantém entre -100 V vs. ECS (+0,144 V vs. EH) e -0,200 V vs. ECS
(+0,044 V vs. EH) (3, 32). No caso da adoção de um sistema de proteção catódica, o potencial
da armadura de estruturas novas é abaixado entre -0,200 V vs. ECS (+0,044 V vs. EH) a
-0,400 V vs. ECS (-0,156 V vs. EH), enquanto, em estruturas existentes, para a repassivação
de armaduras com corrosão em curso, entre -0,500 V vs. ECS (+0,344 V vs. EH) a -0,750 V
vs. ECS (-0,506 V vs. EH) (3, 32).
Com se observa na curva (Figura 8a) para o pH 13, o ferro está passivo (domínio de
passivação perfeita na Figura 8b). Isso é devido ao teor de Cl-
nesse pH não estar acima de
limite crítico para início de um ataque localizado (nucleação de pites). O mesmo não ocorre
no pH 11, tendo-se adicionalmente um domínio de passivação imperfeita e perfeita, esta

última abaixo do potencial de pite (Ep). O mesmo é válido para o pH 9, no entanto, o domínio
de passivação perfeita tem faixa reduzida.
(a) (b)
Figura 8 – Curvas de polarização anódica do ferro em solução aquosa a temperatura de 25 o
C, contendo
0,01 mol/L (355 mg/L) de Cl-
levantadas por Pourbaix (30) para valores de pH de 5, 7, 9, 11 e 13 (a) e
Diagrama de equilibro correspondente elaborado a partir dos resultados obtidos nas curvas com indicação da
região do domínio de imunidade, corrosão generalizada, corrosão localizada (pites), passivação imperfeita,
passivação perfeita.
7. MICROCÉLULA E MACROCÉLULA DE CORROSÃO EM CONCRETO
ARMADO
Em concreto armado, a corrosão do aço-carbono ocorre pela formação de uma microcélula de
corrosão e ou de uma macrocélula, ambas podendo ser decorrentes do ingresso de CO2 no
concreto ou de sua contaminação com Cl-
.
A microcélula de corrosão é caracterizada pela ocorrência somente da reação anódica na área
ativa de corrosão (A) e, somente da reação catódica na área passiva (C). Essa separação
acontece em função da heterogeneidade do metal (ou liga metálica), de deformação mecânica,
presença de inclusões, microconstituintes de ligas etc. (29). Com isso, as áreas A e C se
alternam de forma dinâmica, se distribuindo aleatoriamente na superfície do aço que é
removido de forma irregular. A área A e a área C estão sempre imediatamente adjacentes,
tendo dimensões microscópicas, da ordem de micrometros (33). Com essa configuração, a
corrosão ocorre de forma generalizada ao longo da superfície do aço. Essa corrosão foi
ilustrada na Figura 3, sendo representada por uma única célula, onde a reação anódica (área
A) e a reação catódica (área C) representam a soma de todas as áreas passivas e ativas
existentes ao longo da superfície do aço.
Em uma macrocélula de corrosão, a área ativa de corrosão está conectada eletricamente com
uma ou mais áreas em que o aço está passivo (taxa de corrosão desprezível ou pouco
significativa). Nesse arranjo, na área ativa de corrosão predomina a reação anódica (área A),
Corrosão
generalizada
Passivação
imperfeita
Pites
Passivação
perfeita
Imunidade

enquanto, nas áreas adjacentes passivas predomina a reação catódica (área C). A área
superficial do aço em A é usualmente bem inferior à da área C, esta última podendo chegar a
até um metro de extensão segundo Broomfield (17) e Bertolini et al. (3). No entanto, devido à
influência da resistividade elétrica do concreto, a área A e a C se limitam a milímetros ou em
centímetros (33). Conforme outros estudos (34-35), a resistividade elétrica do volume de
concreto que recobre a armadura é fator predominante na corrente da macrocélula.
A corrente total na macrocélula de corrosão é a soma da corrente da macrocélula e da corrente
gerada pela microcélula (área A). A corrente da macrocélula é devido a uma diferença de
potencial elétrico entre a área A e a C. A área C, polarizada catodicamente, assume valor de
Ecorr mais negativo e, a área A, polarizada anodicamente, assume valor de Ecorr mais positivo
(4,34,36-37). Essa diferença de potencial determina o sentido da corrente (I). Outros possíveis
fatores que determinam a corrente total seriam a resistência elétrica do concreto (Rcon), a
resistência de polarização do aço (Rp), a posição de A e C (mesmo plano ou em planos
paralelos) (37).
Segundo a prática de Bertolini et al. (3), em estruturas aéreas, a diferença de potencial entre A
e C de uma macrocélula de corrosão pode ser maior que 0,300 V, podendo a polarização
catódica do aço em A atingir valores entre 0,200 V a 0,300 V. Também na prática, Zhang et
al (38) citam a diferença de potencial entre A e C de 0,100 V a 0,150 V para corrosão
decorrente de ataque de Cl-
. No caso de corrosão decorrente da carbonatação do concreto,
Ribeiro (36) obteve uma diferença de até 0,650 V.
A Figura 9, adaptada de Cao et al. (4), apresenta um modelo formação de microcélula de
corrosão (Figura 9a) e de uma macrocélula de corrosão (Figura 9b). A microcélula
apresentada na Figura 9a é usualmente decorrente do avanço da frente de carbonatação de
forma descontínua em razão da presença de zonas de maior heterogeneidade no concreto de
cobrimento da armadura. A macrocélula apresentada na Figura 9b é usualmente decorrente da
concentração variável de Cl-
na superfície do aço.
Ia = corrente anódica Ic = corrente catódica, A - Área anódica C - Área catódica
(a) (b)
Figura 9 – Desenho esquemático de formação de uma microcélula (a) e de uma macrocélula de corrosão (b)
(adaptado de Cao et al. (4)).
A C
C A
Ic = Ia
CO2
A C
C
Ia >> Ic
Cl- Ic > Ia
Ic > Ia
Aço-carbono

Na Figura 9a, a região rósea representa região de concreto que se mantém íntegro e pouco
umidificado, o que a isola da área adjacente com corrosão ativa. Nessa área, setas indicam a
coexistência de reação anódica (setas saindo do metal) e de reação catódica (setas entrando no
metal) que ocorrem simultaneamente, sendo Ecorr um potencial misto de potencial de A e de C
(4,34). Nesse exemplo, a corrente da reação de redução - região C - se iguala à da reação de
oxidação - região A (Ic = Ia). Na Figura 9b, também se verificam as mesmas reações, no
entanto, o comprimento maior de algumas setas ilustra a predominância da reação anódica
(região ativa de corrosão) ou da reação catódica (região passiva ou com taxa de corrosão
pouco significativa). Embora na região A ocorra corrosão por formação de microcélula, nesta
predomina corrente elétrica anódica (Ia >> Ic) e, enquanto na C, predomina corrente elétrica
catódica (Ic > Ia). O exemplo da Figura 9b ilustra que, em uma macrocélula, cada região pode
conter internamente microcélulas de corrosão.
Na Figura 10, é apresentada uma microcélula (Figura 10a) e uma microcélula com
macrocélula (Figura 10b) em analogia a um circuito elétrico simplificado. Em ambas as
figuras, as regiões A e C apresentam um potencial E próprio (valores negativos). A diferença
entre E de cada região (entre EA e EC1 e entre EA e EC2) provoca a circulação de uma corrente
(I) entre a região anódica e catódica. Rp,A, Rp,C1 e Rp,C2 são a resistência de polarização de cada
região, sendo esta resultante da queda de tensão com a transferência de cargas das reações de
corrosão e redução na interface metal/meio. Rcon,A-C e Rcon,C1-C2 são as resistências elétricas do
meio iônico que deve ser mais significativa na macrocélula devido às distâncias maiores entre
A e C2.
(a) (b)
A - área anódica; C1 e C2 - áreas catódicas; EA - potencial da região anódica A; EC1 - potencial da região
catódica C1; EC2 - potencial da região catódica C2; Rp,A - resistência de polarização da área anódica; Rp,C1 -
resistência de polarização da área catódica C1; Rp,C2 - resistência de polarização da área catódica C2; Rcon,A-C1
- resistência elétrica do meio entre A-C1; Rcon,C1-C2 - resistência elétrica do meio entre C1-C2; I1, I2 e I3 -
condução de corrente elétrica no sistema.
Figura 10 – Esquema simplificado de representação do circuito elétrico de uma microcélula (a) e de uma
microcélula com macrocélula (b).

A Figura 11, adaptada de Subramaniam e Bi (5), apresenta uma macrocélula de corrosão em
região de concreto fissurado, sendo que, a corrosão ocorre somente em parte da superfície da
barra, simulando a condição usualmente verificada em obras expostas a atmosferas naturais
(39-40). Embora em toda a superfície, a barra esteja com corrosão em curso, no trecho
fissurado, a corrosão ocorre com maior intensidade, predominando a reação de oxidação do
aço (área ativa A), enquanto, na adjacência predomina a reação de redução do O2 (área
passiva C). Na área A, a microcélula (corrosão generalizada) predomina em razão do acesso
facilitado de Cl-
e O2 através da fissura (41). Além disso, deve-se considerar a umidificação
local que mantém a resistividade elétrica do volume do concreto ao redor da fissura baixa,
sendo por meio da mesma conduzida a corrente elétrica iônica da macrocélula (34).
A microcélula de corrosão em cada área ocorre independente da existência ou não de
macrocélula. Essa última soma-se à microcélula, intensificando o fluxo de corrente e,
portanto, a corrosão em curso na área de aço sob a fissura é mais intenso (33,37,42). Como
esse fluxo pode acabar implicando em perda significativa da seção resistente da armadura,
debilitando a capacidade mecânica do elemento, o mecanismo de corrosão em área fissurada é
considerado um parâmetro decisivo para a severidade da corrosão em elementos das
estruturas de concreto armado (7,43).
C - Área catódica
A - Área
anódica
C - Área catódica
Figura 11 - Desenho esquemático de formação de uma macrocélula de corrosão em concreto fissurado
(adaptado de Subramaniam e Bi (5)).
A Figura 12 (4) apresenta uma macrocélula de corrosão em região de barra repassivada que
foi previamente exposta para tratamento superficial, seguido da recomposição do concreto
local removido com argamassa cimentícia de elevada alcalinidade. Nesse caso, na barra
repassivada sob o reparo predomina a reação de redução do O2 (área C), enquanto, nos
trechos adjacentes de concreto ao reparo, passa a predominar a reação de oxidação do aço
(área A). A área A supre a área C com elétrons necessários para manter passiva a barra que foi
repassivada com o reparo. Embora não representado na figura, uma pequena parte de elétrons
é fornecida para reação anódica que também ocorre na barra repassivada.
C A C C
C
C
C C C
C C
A A A
A
A C A
A
A C
C
Fissura
CO2
Cl-
H2O
O2
Aço-carbono

No caso do reparo apresentado na Figura 12 ser em concreto carbonatado, a macrocélula é
desencadeada pela baixa alcalinidade dos trechos adjacentes ao reparo e, consequentemente,
despassivação do aço nesse trecho. Antes do reparo, esse trecho funcionava como catodo da
macrocélula e a corrosão da área a ser reparada sustentava a produção de OH-
nesses trechos,
mantendo-os em estado passivo, área C (O2 + 2H2O + 4e-
4OH-
). Com o reparo do local
de corrosão em curso, há uma queda dessa produção, sendo os OH-
disponíveis
gradativamente consumidos nas reações de carbonatação (36,43).
No caso do reparo apresentado na Figura 12 ser em concreto contaminado com Cl-
, a
macrocélula é estabelecida pela nucleação de pites nos trechos adjacentes ao reparo. Antes do
reparo, esse trecho funcionava como catodo da macrocélula e a corrosão da área a ser
reparada impunha um abaixamento do potencial nesses trechos, mantendo-os protegidos
contra a nucleação de pites. Com o reparo, o aço desses trechos volta a assumir o seu próprio
potencial, que é um valor mais positivo. Esse aumento, associado à queda da produção de
OH-
mencionada, possibilita o ataque à barra na presença de um menor teor de Cl-
do que na
condição anterior ao reparo (43).
A - Área
anódica
C - Área catódica
A - Área
anódica
Figura 12 - Desenho esquemático de formação de uma macrocélula de corrosão em concreto recuperado
(4).
8. CONCLUSÕES
A corrosão das armaduras de aço-carbono é um dos principais processos de deterioração das
estruturas de concreto, resultando muitas vezes em seu comprometimento antes de ser
atingido o prazo de vida útil previsto em projeto. Visando contribuir para o maior
conhecimento do comportamento eletroquímico do aço-carbono embutido, buscou-se neste
artigo fazer uma revisão da literatura sobre o tema. Com base no exposto na presente revisão e
a prática dos autores, as seguintes conclusões podem ser dadas em relação aos principais
tópicos abordados:
Vida útil das estruturas de concreto: nas últimas décadas, tem sido cada vez mais
requerido que as construções apresentem vida útil acima de 50 anos. Isso exige maior
conhecimento de informações técnicas relacionadas à durabilidade das estruturas de
C
C
C
A A
C
Reparo Concreto
CO2
Cl-
H2O
O2
Concreto
CO2
Cl-
H2O
O2
Aço-carbono

concreto, como dos processos de sua deterioração, sendo a corrosão uma das maiores
preocupações;
Agentes desencadeadores da corrosão: em concreto de boa qualidade, o contato do aço-
carbono com a água de poros, resulta na formação espontânea de uma película de caráter
protetor que mantém a taxa de corrosão das armaduras em níveis insignificantes por longos
períodos. Essa condição, de passivação, é perdida em razão da interação da estrutura com o
meio ambiente, sendo a contaminação com íons cloretos e ou a reação com o dióxido de
carbono os agentes mais relevantes. O conhecimento das condições de exposição a esses
agentes e da atuação dos mesmos pode facilitar a elaboração do projeto executivo e a
definição de medidas protetivas das estruturas contra a corrosão e, também, o planejamento
das atividades de manutenção;
Célula eletroquímica da corrosão: o processo corrosivo ocorre devido à formação de .
de macrocélula e microcélula. Esses dois tipos de células foram apresentadas e fatores
relativos ao seu estabelecimento e evolução foram discutidos;
Potenciais do eletrodo e diagramas de equilíbrio do ferro em água: o conhecimento das
potencias do eletrodo e de diferentes diagramas de equilibro é necessário para as atividades
de avaliação da corrosão. Os diagramas são utilizados para avaliar também condições
práticas de aplicação de metais, pois indicam, condições teóricas de domínios de
imunidade, corrosão e passivação dos metais em água em função do pH e do potencial do
eletrodo. No presente artigo, esses foram utilizados para discutir a condição do aço-
carbono embutido em concreto íntegro, carbonatado e contaminado com íons cloreto.
9. REFERENCIA BIBLIOGRÁFICA
1. CUSSON, D.; LOUNIS, Z.; DAIGLE, L. Durability monitoring for improved service life
predictions of concrete bridge decks in corrosive environments. Cumputer-Aided Civil and
Infrastructure Engineering, v. 26, p. 524-541, 2011.
2. TUUTTI, K. Corrosion of steel in concrete. 1982. 473p. (Thesis) - Swedish Cement and
Concrete. Research Institute, Stockholm.
3. BERTOLINI, L.; ELSENER, B.; PEDEFERRI, POLDER, P.R.B. Corrosion of steel in
concrete: prevention, diagnosis, repair. Weinheim, KgaA: Wiley-VCH Verlag GmbH,
2004. 393 p.
4. CAO, C.; CHEUNG, M.M.S.; CHAN, B.Y.B. Modelling of interaction between corrosion-
induced concrete cover crack and steel corrosion rate. Corrosion Science, v. 69, p. 97-109.
2013.
5. SUBRAMANIAM, K.V.; BI, M. Investigation of steel corrosion in cracked concrete:
evaluation of macrocell and microcell rates using Tafel polarization response. Corrosion
Science, v.52, p. 2725-2735, 2010.
6. RICHARDSON, L.G.; BRYDSON, R.M.D. Quantitative analysis of the microstructure of
interfaces in steel reinforced concrete. Cement and Concrete Research, v.37, p. 1613-1623,
2007.
7. RAUPACH M. Chloride-induced macrocell corrosion of steel in concrete-theoretical
background and practical consequences. Construction and Building, v.10, n 5, p. 329-338,
1996.
8. VERBECK, G.J. Mechanisms of corrosion of steel in concrete. American Concrete
Institute, v. 49, p. 21-39, 1975.
9. RINCÓN, O.T. et al. Reinforced concrete durability in marine environments DURACON
Project: long-term exposure. Corrosion, p.824-833, 2016.
10. APOSTOLOPOULOS, C.A.; DEMIS, S.; PAPADAKIS, V.G. Chloride-induced corrosion of
steel reinforcement – mechanical performance and pit depth analysis. Construction and

Building Materials, v.38, p. 139-146, 2013.
11. WOLYNEC, S. Técnicas eletroquímicas em corrosão. São Paulo, EDUSP, 2003.
12. HANSSON, C. M. Comments on electrochemical measurements of the rate of corrosion of
steel in concrete, Cement and Concrete Research, v.14. p. 547-558, 1984.
13. HUET, B.; L´HOSTIS, V.; MISERQUE, F.; IDRISSI, H. Electrochemical behavior of mild
steel in concrete: influence of pH and carbonate content of concrete pore solution.
Electrochimica Acta, v.51, p. 172-180, 2005.
14. CHOMAT, L. L´HOSTIS, V.L.; AMBLAD, E. BELLOT-GURLET, L. Long term study of
passive corrosion of steel rebars in Portland mortar in context of nuclear waste disposal.
Corrosion Engineering Science and Technology. v.49, p.467-472, 2014.
15. PAGE, C. L. Initiation of chloride-induced corrosion of steel in concrete: role of the
interfacial zone. Materials and Corrosion, v. 60, p. 586-592, 2009.
16. CHANG, C. F; CHEN, J. W. The experimental investigation of concrete carbonation depth.
Cement and Concrete Research, v. 36, p. 1760-1767, 2006.
17. BROOMFIELD, J. B. Corrosion of steel in concrete: understanding, investigation and
repair. 2.ed. London: E & FN Spon, 2007. 271 p.
18. LOURENÇO, Z.; SOUSA, C. A. C. Métodos de proteção e aumento da durabilidade do
concreto armado. In: RIBEIRO, D. V. Corrosão em estruturas de concreto armado: teoria,
controle e métodos de análise. Rio de Janeiro: Elsevier, 2014. p. 129-137
19. AMERICAN CONCRETE INSTITUTE (ACI). ACI 201.2R: guide to durable concrete. In:
ACI Manual of concrete practice. Michigan, 200. 38p. 2008.
20. HANSSON, C.M.; POURSAEE, A. JAFFER, S.J. Corrosion of reinforcing bars in concrete.
The Masterbuider. v.106, p.106-125, 2012.
21. ANDRADE, C.; SANCHEZ, J.; FULLEA, J.; REBOLLEDO, N.; TAVARES, F. On-site
corrosion rate measurements: 3D simulation and representative values. Materials and
Corrosion. v. 63, n. 12, p. 1154-1164, 2012.
22. FIGUEIREDO, Enio P.; MEIRA, Gibson R. Corrosão das armaduras das estruturas de
concreto. Merida: Asociación Latinoamericana de Control de Calidad, Patología e
Recuperación de la Construcción., 2013 29p. (ALCONPAT, Boletim Técnico da n. 6).
23. MEIRE, G.R.; ANDRADE, C.; ALONSO, C.; BORDA JR, J.C.; PADILHA JR, M.
Durability of concrete structure in marine atmosphere zones – the use of chloride deposition
rate on the on the andle as an environmental indicator. Cement and Concrete Composites, v.
32, p. 427-435, 2010.
24. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). ABNT NBR 12655:
concreto de cimento Portland: preparo, controle e recebimento: procedimento. Rio de Janeiro,
2006. 18p.
25. DONG, Z.H.; SHI, W.; GUO, X.P. Initiation and repassivation of pitting corrosion of carbon
steel in carbonated concrete pore solution. Corrosion Science. v.53, n.4, p. 1322-1330, 2011.
26. GONZÁLEZ, J. A., ANDRADE, C.; ALONSO, C., FELIU, S. Comparison of rates of general
corrosion and maximum pitting penetration on concrete embedded steel reinforcement.
Cement and Concrete Research, v. 25, n. 2, p. 257-264, 1995.
27. ANDRADE, C; TAVARES, F.; TORO, L.; FULLE. Observations on the morphology of
oxide formation due to reinforcement corrosion. In: ANDRADE, C.; MANCINI, G. (Eds.)
Modelling of corroding structures. Switzerland: Springer Verlag, 2011. p.179-193. (RILEM
Bookseries 5.)
28. ARAUJO, A.; PANOSSIAN, Z.; OLIVEIRA, Kl.j.; PEREIRA FILHO, M. L. Resistividade
elétrica do concreto na avaliação do estado de conservação de estruturas atmosféricas. In:
ENCONTRO LUSO-BRASILEIRO DE DEGRADAÇÃO EM ESTRUTURAS DE
CONCRETO ARMADO, 1., 2014, Salvador. Anais... 14 p.
29. PANOSSIAN, Z. Corrosão e proteção contra corrosão em equipamentos e estruturas
metálicas. São Paulo: Instituto de Pesquisas Tecnológicas, 1993. v. 1.
30. POURBAIX, M. Significance of protection potential in pitting, intergranular corrosion and
stress-corrosion cracking. Journal of Less-Common Metals, v. 28, p. 51-65, 1972.
31. ARAUJO, A.; PANOSSIAN, Z.; LOURENÇO, Z. Proteção catódica de estruturas de concreto
= Cathodic protection for concrete structures. Revista IBRACON de Estruturas e

Materiais = IBRACON Structures and Materials Journal, v. 6, n. 2, p. 178-193, 2013..
32. BERTOLINI, L. et al. Cathodic protection of new and old reinforced concrete structures.
Corrosion Science, v.35, n.5-8, p.1633-1639, 1993.
33. ANDRADE, C.; GARCÉS, P.; MARTINEZ, I. Galvanic currents and corrosion rates of
reinforcements measured in cells simulating different pitting areas caused by chloride attack
in sodium hydroxide. I. Corrosion Science, v. 50, p.2959-2964, 2008.
34. SOHAIL, M.G.; LAURENS, S.; DEDY, F.; BALAYSSAC, J.P. Significance of macrocell
corrosion of reinforcement steel in partially carbonates concrete: numerical and experimental
investigation. Materials and Structures. v. 48, p. 217-233, 2015.
35. WARKUS, J.; RAUPACH, M. Numerical modelling of macrocells occurring during corrosion
of steel in concrete. Materials and Corrosion. v. 59, n.2, p. 122-130, 2008.
36. RIBEIRO, J. L. S. Contribuição para a avaliação da compatibilidade eletroquímica entre
argamassas de reparo e concreto carbonatado. São Paulo, 2010. 212 p. (Tese SP/USP).
37. ANDRADE, C.M.; MATIBONA, I.R.; FELIU, I. R.; GONZALEZ, S.; FELIU, J. A. The
Effect of macrocells between active and passive areas of steel reinforcements. Corrosion
Science, v. 33, n. 2, p.237-249, 1992.
38. ZHANG, J.; MAILVAGANAM, N. P. Corrosion of concrete reinforcement and
electrochemical factors in concrete patch repair. Canadian Journal of Civil Engineering, v.
33, p.785-798 , 2006.
39. MUTHULINGAM, S.; RAO, B.N. Non-uniform corrosion states of rebar in concrete under
chloride environment. Corrosion Science, v.93, 2015.
40. CAO, C.; CHEUNG, M.M.S. Non-uniform rust expansion for chloride-induced pitting
corrosion in Rc structures. Construction and Building Materials, V. 51, p. 75-81, 2014.
41. ZHANG, R.; CASTEL, A.; FRANÇOIS, R. The corrosion pattern of reinforcement and its
influence on serviceability of reinforced concrete members in chloride environment. Cement
and Concrete Reasearch, v. 39, p.1077-1086, 2009.
42. QIAN, S.; ZHANG, J.; QU, D. Theoretical and experimental study of microcell and macrocell
corrosion in patch repairs of concrete structures. Cement and Concrete Composites, v. 28, n.
8, p. 685-695, 2006.
43. RAUPACH, M. Patch repairs on reinforced concrete structures - Model investigations on the
required size and practical consequences. Cement and Concrete Composites, v. 28, n. 8, p.
679-684, 2006.

CORROSÃO DO AÇO-CARBONO EM CONCRETO ARMADO

Mais conteúdo relacionado

Semelhante a CORROSÃO DO AÇO-CARBONO EM CONCRETO ARMADO

Mais de Adriana de Araujo

Último

CORROSÃO DO AÇO-CARBONO EM CONCRETO ARMADO