RESISTÊNCIA À PENETRAÇÃO DE CLORETOS DE

BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES

João Filipe Martins Cortês

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

ENGENHARIA CIVIL

Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas

Júri

Presidente: Prof. Doutor Albano Luís Rebelo da Silva das Neves e Sousa

Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas

Vogal: Prof. Doutor Luís Manuel da Rocha Evangelista

Outubro de 2014

Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de

agregados leves

João Filipe Martins Cortês

Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Dissertação elaborada no âmbito do Projecto FCT EELWAC

Durability and lifetime of more energy efficient structural lightweight aggregate

concrete

Task 3 - Durability of structural lightweight aggregates concrete – Laboratory

tests

Projecto FCT PTDC/ECM-COM/1734/2012

União Europeia

FEDER Governo da República Portuguesa

i

Resumo

A presente dissertação tem por objetivo avaliar a resistência à penetração de cloretos em

betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes tipos de agregados leves,

relações água/ligante (a/l) e tipos e dosagens de adições. Para tal, foi efetuada uma vasta campanha

experimental que envolveu a realização de ensaios de caracterização mecânica (resistência à

compressão) e de durabilidade (absorção capilar, resistividade, resistência à penetração de cloretos).

Na realização do presente estudo foram considerados quatro tipos de agregados leves, de

origem nacional e internacional, com porosidades bastante distintas, um tipo de agregado de massa

volúmica normal para a produção de betões de referência e 7 tipos de ligantes (CEM I; CEM II/A-V;

CEM II/B-V; CEM II/A-D(1); CEM II/A-D(2); CEM IV/A; CEM IV/B), tendo em consideração misturas

com diferentes relações a/l (0,35; 0,45; 0,55).

Verifica-se que a redução de resistência à compressão nos BEAL face aos BAN de igual

composição aumenta com a redução da relação a/c e com a diminuição da massa volúmica do

agregado. Nos betões com agregados leves mais densos é possível atingir níveis de resistência

semelhante à dos betões convencionais, traduzindo-se num incremento importante da eficiência

estrutural.

Os resultados de absorção capilar permitem concluir que este mecanismo é regulado,

essencialmente, pelas características da pasta (relação a/l e tipo de adição), independentemente do

tipo de agregado utilizado. Os menores coeficientes de absorção capilar estão geralmente associados

a mistura com baixa relação a/c e adição de sílica de fumo.

Conclusões idênticas são obtidas nos ensaios de resistividade elétrica. Contudo, neste caso, a

composição iónica da solução dos poros pode ter também uma influência importante nos resultados

obtidos, nomeadamente, nas misturas com cinzas volantes.

A resistência à penetração de cloretos nos vários tipos de betões foi condicionada

primeiramente pela relação a/l das misturas, seguido do tipo e quantidade de adições presentes nas

misturas. Em geral, os coeficientes de difusão mais baixos foram obtidos em betões de reduzida

relação a/l e com incorporação de sílica de fumo. Mais uma vez, não são observadas diferenças

significativas entre o comportamento dos BEAL e dos BAN. No entanto, nos betões com agregados

de menor massa volúmica, associados a maiores níveis de porosidade, verifica-se um desempenho

ligeiramente inferior em face das propriedades de durabilidade analisadas.

Palavras-chave:

Durabilidade; Resistência à penetração de cloretos; Betões de agregados leves estruturais

ii

Abstract

This paper aims at characterizing the chloride-ion penetration resistance of lightweight

aggregate concrete (LWAC) produced with different types of aggregates, water/binder ratios (w/b) and

type and content of cementitious materials. In order to do so, a comprehensive experimental

campaign was carried out, involving mechanical tests (compressive strength) and durability tests

(capillary absorption, , electrical resistivity, chloride penetration resistance).

For the present, four types of national and international lightweight aggregates (LWA), with very

different porosities, one type of normal aggregate for the production of reference concrete and 7 types

of binders (CEM I, CEM II/A-V; CEM II/B-V; CEM II/A-D(1); CEM II/A-D(2); CEM IV A; CEM IV B) were

selected taking into account mixtures of different w/b ratios (0.35, 0.45, 0.55).

It is found that the reduction of the compressive strength in LWAC, when compared to normal

weight concrete (NWAC) of equal composition, increases as the w/b ratio decreases and the

lightweight aggregate density decreases. In LWAC with less porous LWA the concrete compressive

strength can be as high as that of NWAC, which means an important increment of the structural

efficiency.

The capillary absorption tends to be primarily ruled by the paste characteristics (w/b ratio and

type of addition), regardless the type of aggregate used. The lower absorption coefficients are usually

found in mixtures of low w/b and silica fume incorporation.

The same conclusions are obtained in the electrical resistivity tests. However, in this case, the

chemical composition of the mortar pore solution may play an important role , especially in concrete

with fly ash.

The chloride penetration resistance was primarily affected by the w/b ratio, followed by the type

and amount of addictions. In General, the lowest diffusion coefficients were obtained in low w/b

concrete with silica fume incorporation. Once more, no significant differences were observed between

the durability behaviour of LWAC and NWAC. However, it is found a slightly lower durability

performance of the more porous LWAC with lower density.

Keywords:

Durability; Chloride-ion penetration resistance; Lightweight aggregate concrete

iii

Agradecimentos

Ao meu orientador, Professor Doutor Alexandre Bogas, agradeço toda a motivação, exigência,

dedicação, disponibilidade e amizade demonstradas ao longo do trabalho. Agradeço também a

confiança em mim depositada, para fazer parte de um projeto de elevado grau de dificuldade, de cuja

real magnitude e importância só mais tarde me aperceberia.

Aos meus colegas de trabalho, de equipa, Jorge Pontes, Sofia Real, Tiago Barroqueiro, Tiago

Gomes e Bernardo Ferreira, agradeço todo o apoio, conselhos, entreajuda e, até mesmo alguns

atritos, pois tudo isso contribuiu para o meu desenvolvimento pessoal. Agradeço especialmente ao

Jorge e à Sofia todo o apoio prestado na campanha experimental, nomeadamente na fase inicial de

aprendizagem e adaptação.

Agradeço também o auxilio e disponibilidade dos técnicos do Laboratório de Construção do

Departamento de Eng. Civil e Arquitetura do Instituto Superior Técnico.

Aos meus pais, um sentido obrigado por todo o apoio, dedicação e investimento feito em mim,

que resulta no culminar do meu percurso académico. Um sentido abraço ao meu Avô, pela força

continuamente transmitida. Um bem-haja a todos os meus amigos que partilharam os bons e maus

momentos comigo ao longo do meu percurso académico.

iv

Acrónimos

BEAL - Betão estrutural de agregados leves

BAN - Betão de agregados naturais

a/c - Relação água / cimento

a/l - Relação água / ligante

RCPT - Rapid chloride permeability test

RCMT - Rapid chloride migration test

Abaix. - Abaixamento

Simbologia

kg - Quilograma

m - Metro

cm - Centímetro

mm - Milímetro

nm - nanómetro

µm - micrómetro

m2 - Metro quadrado

m3 - Metro cúbico

l - Litro

h - Hora

min - Minuto

s - Segundo [ T ]

C-S-H - Silicato de cálcio hidratado

v

pH - potencial de hidrogénio

ºC - Grau Celsius

Mpa - Mega Pascal

V - Volt

KN - Quilo Newton

A - Ampere

fc28d - Resistência à compressão aos 28 dias

fc28d/ ρseca - Eficiência estrutural

CV - Coeficiente de variação

Dcl,RCMT - Coeficiente de difusão de cloretos

ρ - Massa volúmica

Ω - Ohm

kΩ - Quilo ohm

ρfresca - Massa volúmica fresca

ρseca - Massa volúmica seca

vi

Índice de texto

1. Introdução .............................................................................................................................. 1

1.1 Considerações gerais ............................................................................................................ 1

1.2 Objetivos ............................................................................................................................... 2

1.3 Metodologia e organização do trabalho................................................................................. 2

2. Estado da Arte ....................................................................................................................... 4

2.1 Introdução ............................................................................................................................. 4

2.2 Betão Estrutural de Agregados Leves ................................................................................... 4

2.3 Durabilidade do Betão ........................................................................................................... 7

2.3.1 Mecanismos de transporte no betão .................................................................................. 7

2.3.2 Corrosão induzida por cloretos ......................................................................................... 11

2.3.3 Penetração de cloretos ..................................................................................................... 15

2.3.3.1 Teor crítico de cloretos .................................................................................................. 15

2.3.3.2 Capacidade de fixação de cloretos................................................................................ 16

2.3.4 Durabilidade nos BEAL .................................................................................................... 17

2.3.4.1 Penetração de cloretos nos BEAL ................................................................................. 21

3. Campanha Experimental ..................................................................................................... 24

3.1 Introdução ........................................................................................................................... 24

3.2 Planeamento ....................................................................................................................... 24

3.3 Materiais, composição e formulação das misturas .............................................................. 25

3.3.1 Materiais utilizados ........................................................................................................... 25

3.3.2 Ensaios de caracterização dos agregados ....................................................................... 29

3.3.2.1 Análise granulométrica .................................................................................................. 29

3.3.2.2 Massa volúmica e absorção de água ............................................................................ 30

3.3.2.3 Baridade ........................................................................................................................ 30

3.3.2.4 Índice de forma .............................................................................................................. 31

3.3.3 Composição das misturas ................................................................................................ 31

3.4 Produção do Betão .............................................................................................................. 33

3.4.1 Procedimento ................................................................................................................... 33

3.4.1.1 Pesagem dos constituintes do betão ............................................................................. 33

vii

3.4.1.3 Moldagem e compactação ............................................................................................ 35

3.4.1.4 Cura ............................................................................................................................... 35

3.6 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Fresco ..................................................... 36

3.6.1 Ensaio de abaixamento .................................................................................................... 37

3.6.2 Ensaio de determinação da massa volúmica fresca ........................................................ 37

3.7 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Endurecido .............................................. 37

3.7.1 Determinação da massa volúmica do betão em estado endurecido ................................ 38

3.7.2 Ensaio de resistência à compressão ................................................................................ 38

3.7.3 Ensaio de absorção capilar .............................................................................................. 38

3.7.4 Ensaio de avaliação da resistividade elétrica ................................................................... 39

3.7.5 Ensaio de resistência à penetração acelerada de cloretos (RCMT) ................................ 40

4. Apresentação de Resultados ............................................................................................. 42

4.1 Caracterização dos betões no estado fresco ..................................................................... 42

4.2 Resistência à compressão e massa volúmica ..................................................................... 44

4.3 Absorção capilar .................................................................................................................. 46

4.3.1 Discussão de resultados .................................................................................................. 49

4.3.1.1 Influência do tipo de agregado ...................................................................................... 50

4.3.1.2 Influência do tipo de adição ........................................................................................... 51

4.4 Resistividade elétrica........................................................................................................... 54

4.4.1 Discussão de resultados .................................................................................................. 58

4.5 Resistência à penetração de cloretos.................................................................................. 59

4.5.1 Discussão de resultados .................................................................................................. 64

4.5.1.1 Influência do tipo de agregado ...................................................................................... 65

4.5.1.2 Influência do tipo de adição ........................................................................................... 67

4.5.1.3 Variabilidade do ensaio ................................................................................................. 73

4.5.1.4 Correlação entre a resistência à compressão e o coeficiente de difusão de cloretos ... 74

4.5.1.5 Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a absorção capilar .................. 74

4.5.1.6 Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistividade elétrica ........... 76

5. Conclusões .......................................................................................................................... 77

5.1 Considerações finais ........................................................................................................... 77

5.2 Conclusões gerais ............................................................................................................... 77

viii

5.3 Propostas de desenvolvimento futuro ................................................................................. 80

Bibliografia ............................................................................................................................... 82

Anexos ....................................................................................................................................... A

ix

Índice de figuras

Figura 1 - Massas volúmicas de betões leves estruturais e respetivos agregados (Bogas, 2011) ........ 5

Figura 2 - Classificação de agregados leves de acordo com a sua proveniência (Adaptado de Bogas,

2011) ...................................................................................................................................................... 6

Figura 3 - Fatores de deterioração de estruturas em betão armado (Bogas, 2011) ............................... 8

Figura 4 - Estrutura microscópica de um espécime de betão de agregado natural (Adaptado de Liu et

al. 2010) ................................................................................................................................................. 9

Figura 5 - Distinção esquemática entre porosidade e permeabilidade ( Adaptado de

EuroLightCon,1998) ............................................................................................................................. 10

Figura 6 - Microestrutura do betão evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu,

et al. 2010) ........................................................................................................................................... 11

Figura 7 - Esquema de célula de corrosão (Adaptado de Mehta e Monteiro, 2006) ............................ 12

Figura 8 - Esquema de corrosão induzida por cloretos (Adaptado de Neville, 1995) ........................... 13

Figura 9 - Esquematização da estrutura porosa de um betão de agregados leves grossos (Adaptado

de Liu, et al. 2010) ................................................................................................................................ 18

Figura 10 - Esquematização da estrutura porosa de betão de agregados leves finos e grossos

(Adaptado de Liu, et al. 2010) .............................................................................................................. 19

Figura 11 - Estrutura microscópica de BEAL evidenciando zona de interface agregado-pasta

(Adaptado de Liu, et al. 2010) .............................................................................................................. 20

Figura 12 - Curvas granulométricas dos agregados de brita calcária .................................................. 27

Figura 13 - Curvas granulométricas dos agregados leves Leca, Stalite e Lytag .................................. 28

Figura 14 - Curvas granulométricas dos agregados leves de Argex .................................................... 28

Figura 15 - Curvas granulométricas dos agregados de areia natural siliciosa ..................................... 28

Figura 16 - Ensaio de análise granulométrica ...................................................................................... 29

Figura 17 - Ensaio de absorção capilar ................................................................................................ 30

Figura 18 - Picnómetro com agregados leves ...................................................................................... 30

Figura 19 - Misturadora de eixo vertical com amassadura em progresso ............................................ 34

Figura 20 - Procedimento geral das amassaduras ............................................................................... 34

Figura 21 - Procedimento de amassaduras com sílica de fumo como adição ...................................... 34

Figura 22 - Vibração de betão em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha ........................ 35

Figura 23 - Provetes em camara de cura húmida ................................................................................ 36

Figura 24 - Ensaio de abaixamento do betão ....................................................................................... 37

Figura 25 - Provete submetido a ensaio de resistência à compressão ................................................ 38

Figura 26 - Ensaio de absorção capilar ................................................................................................ 39

Figura 27 - Ensaio de penetração de cloretos ...................................................................................... 41

Figura 28 - Espécimes seccionados com nitrato de prata .................................................................... 41

Figura 29 - Coeficientes de absorção em betões de CEM I ................................................................. 48

Figura 30 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de cinzas .................. 48

Figura 31 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de sílica de fumo ...... 49

x

Figura 32 - Coeficientes de absorção em misturas ternárias ( 10% sílica + 20 %ou 40% de cinzas) .. 49

Figura 33 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,35) ........................................ 52

Figura 34 -Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,45) ........................................ 52

Figura 35 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,55) ........................................ 52

Figura 36 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,35) ............................ 53

Figura 37 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,45) ............................ 53

Figura 38 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,55) ............................ 53

Figura 39 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões de CEM I .......................................... 56

Figura 40 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de

cinzas ................................................................................................................................................... 57

Figura 41 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de sílica

............................................................................................................................................................. 57

Figura 42 - Resultados dos ensaios de resistividade em misturas ternárias ........................................ 57

Figura 43 - Coeficientes de difusão em betões e argamassas de CEM I (com desvio padrão) ........... 61

Figura 44 - Coeficientes de difusão em betões de CEM I (com desvio padrão) ................................... 62

Figura 45 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas, agrupados por

relação a/c (com desvio padrão) .......................................................................................................... 62

Figura 46 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas e relação a/c

(com desvio padrão) ............................................................................................................................. 62

Figura 47 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica, agrupados por

relação a/c (com desvio padrão) .......................................................................................................... 63

Figura 48 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica e relação a/c

(com desvio padrão) ............................................................................................................................. 63

Figura 49 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão)

............................................................................................................................................................. 63

Figura 50 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão)

............................................................................................................................................................. 64

Figura 51 - Coeficientes de difusão de cloretos, agrupados por tipo de agregado, em função de a/c . 67

Figura 52 - Curvas teóricas de andamento da difusão de cloretos em função de a/c .......................... 67

Figura 53 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,35) ....................................................... 68

Figura 54 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,45) ....................................................... 68

Figura 55 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,55) ....................................................... 68

Figura 56 - Curvas de andamento da difusão em função de a/c para as várias adições ..................... 69

Figura 57 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,35) ........................................... 71

Figura 58 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,45) ........................................... 71

Figura 59 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,55) ........................................... 71

Figura 60 - Relação entre difusão de cloretos e resistência à compressão, para diferentes tipos de

agregado, relação a/l e ligante ............................................................................................................. 74

Figura 61 - Relação entre os coeficientes de difusão e de absorção de água ..................................... 75

xi

Figura 62 - Relação entre os coeficientes de difusão e de absorção de água, agrupados por tipo de

agregado, para CEM I .......................................................................................................................... 75

Figura 63 - Relação entre o coeficientes de difusão e a resistividade elétrica ..................................... 76

xii

Índice de Quadros

Quadro 1 - Classificação de agregados leves em função da baridade (Bogas, 2011) ........................... 6

Quadro 2 - Ensaios relativos aos agregados finos ............................................................................... 24

Quadro 3 - Ensaios relativos aos agregados grossos .......................................................................... 25

Quadro 4 - Ensaios em betão no estado fresco ................................................................................... 25

Quadro 5 - Ensaios em betão no estado endurecido ........................................................................... 25

Quadro 6 - Características físicas dos agregados naturais .................................................................. 26

Quadro 7 - Características físicas dos agregados leves ...................................................................... 26

Quadro 8 - Propriedades granulométricas dos agregados ................................................................... 27

Quadro 9 - Composição dos diversos betões de agregado leve Argex................................................32

Quadro 10 - Composição dos diversos betões de agregado leve Lytag .............................................. 32

Quadro 11 - Composição dos betões de agregados naturais e agregados leves Leca e Stalite ......... 32

Quadro 12 - Ficha técnica do cimento (CEM I 42,5 R) ......................................................................... 33

Quadro 13 - Descrição das dimensões físicas dos provetes e condições de cura referentes ao

diferentes ensaios em estado endurecido ............................................................................................ 36

Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões ............................................................... 42

Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar ................................................................... 46

Quadro 16 -Relação entre a qualidade do betão e o coeficiente de asborção (Browne 1991)............. 50

Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica ............................................................. 54

Quadro 18 - Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos .......................................... 59

Quadro 19 - Classes de resistência à penetração de cloretos (Gjorv 1996) ........................................ 65

1

1. Introdução

1.1 Considerações gerais

O betão armado é, nos dias de hoje, o principal material estrutural utilizado na indústria da

construção, fruto da sua versatilidade e vasto conhecimento das suas propriedades e modo de

aplicação.

O desenvolvimento sustentável das sociedades é atualmente um dos principais desafios que

se colocam ao setor da construção civil. Confrontado com a crescente necessidade de diminuir a

pegada ecológica das infraestruturas, este setor tem procurado desenvolver soluções alternativas,

eficientes, economicamente viáveis e com custos ecológicos e ambientais mais reduzidos. É pois,

com naturalidade, que se verifica o reacender do interesse num material alternativo ao betão

tradicional, há muito conhecido, mas ainda pouco desenvolvido a uma larga escala, o betão leve.

O betão estrutural de agregados leves (BEAL), caracterizado por massas volúmicas inferiores

às dos betões convencionais, adequa-se às necessidades construtivas dos tempos modernos,

originando soluções mais ligeiras e energeticamente eficientes. A utilização de BEAL, permite a

redução da carga sobre as fundações, possibilitando o aparecimento de novas soluções

arquitetónicas, nomeadamente o aumento do espaço funcional em obras de reabilitação sem grande

intervenção ao nível das infraestruturas.

Do ponto de vista ambiental, os BEAL poderiam ser uma alternativa mais atrativa na medida

em que, apesar de acarretarem custos energéticos significativos na produção dos agregados

artificiais, apresentam índices de conservação de energia superiores aos dos betões convencionais,

menores exigências de transporte, menor impacte na demolição e ainda elevada eficiência e

durabilidade das estruturas (Holm 2000, Chandra e Berntsson 2002).

Desde meados do século passado que se percebeu que o betão armado era um material de

durabilidade limitada, sendo sujeito a diferentes ações de origem física, química, biológica e

estrutural. Entre as várias ações referidas, a corrosão das armaduras induzida por ataque de cloretos

é um dos mecanismos de degradação mais preocupantes do betão, sendo o principal responsável

pela vida útil das estruturas localizadas em áreas costeiras.

Dada a importância do ataque de cloretos e atendendo à ampla utilização dos BEAL em

pontes, plataformas offshore e outras estruturas em ambiente marítimo, surge a necessidade de

aprofundar o conhecimento existente neste domínio em relação a este tipo de betão. Os primeiros

BEAL utilizados em estruturas expostas a ambientes marítimos agressivos, há mais de 60 anos, eram

caracterizados por resistências mecânicas baixas a moderadas. Atualmente, com a incorporação de

novos tipos de adições e adjuvantes, que possibilitam a utilização de relações a/c inferiores, os BEAL

2

são encarados numa nova perspetiva, mais vocacionados para apresentarem uma resistência e

durabilidade superiores.

A maior dificuldade relacionada com a utilização de BEAL é a grande variabilidade das suas

propriedades e o menor domínio do seu comportamento, tendo em consideração os diferentes tipos

de agregados e composições utilizados na sua produção. No presente trabalho, pretende-se

caracterizar o comportamento de betões estruturais leves produzidos com diferentes tipos de

agregados, dosagens e tipos de ligantes em termos da sua resistência à penetração de cloretos.

1.2 Objetivos

A presente dissertação, realizada no âmbito de um projeto de investigação, tem como principal

objetivo a caracterização da durabilidade de BEAL produzidos com diferentes tipos de agregados

leves e vários tipos de ligantes, definidos na norma NP EN 197-1, particularmente no que se refere

aos fenómenos de corrosão induzida por cloretos.

Para o efeito, foi prevista uma vasta campanha experimental que envolve a realização de

ensaios físicos, mecânicos e de durabilidade, entre os quais constam os ensaios de massa volúmica,

resistência à compressão, absorção de água por capilaridade, resistividade elétrica e resistência à

penetração de cloretos. Estes ensaios são realizados sobre betões produzidos com cinco tipos

diferentes de agregados, abrangendo desde agregados de massa volúmica normal a agregados leves

de porosidades bastante distintas. O comportamento dos betões leves é analisado tendo em

consideração a utilização de 7 tipos de ligantes que abrangem soluções correntemente utilizadas no

domínio dos betões, pretendendo-se analisar a influencia da dosagem e tipo de adição,

nomeadamente cinzas volantes e sílica de fumo.

1.3 Metodologia e organização do trabalho

A presente dissertação pode ser subdividida em quatro etapas distintas. Inicialmente,

procedeu-se à pesquisa bibliográfica do tema, de forma a adquirir os conhecimentos e fundamentos

necessários para a compreensão e discussão da temática abordada.

Seguidamente, procedeu-se à planificação da campanha experimental, tendo para tal sido

elaborado um plano das betonagens e ensaios a efetuar, bem como dos materiais inerentes à sua

realização.

A terceira etapa consistiu, basicamente, na realização da campanha experimental nas suas

diferentes fases. Em primeiro lugar, procedeu-se à realização dos ensaios de caracterização dos

agregados. Seguidamente, foram efetuados os ensaios referentes ao betão, no estado fresco e

endurecido.

Por fim, procedeu-se à discussão dos resultados obtidos para os diversos ensaios realizados.

3

A estrutura e organização do trabalho foi definida com o intuito de favorecer a abordagem e

compreensão dos objetivos anteriormente descritos. Assim, o trabalho encontra-se seccionado em

cinco capítulos e três anexos, nos quais se contam as seções referentes à introdução e conclusão.

No 2º capítulo, apresenta-se uma breve revisão bibliográfica do estado da arte da durabilidade

no betão, particularmente a penetração de cloretos em BEAL. Numa primeira fase são abordadas as

características mais gerais destes tipos de betão, bem como os agregados utilizados na sua

produção. O capítulo progride com a abordagem dos temas relativos à durabilidade do betão, tais

como os principais mecanismos de transporte no betão, o processo de corrosão induzida por cloretos

e os fenómenos de penetração de cloretos, na generalidade dos betões. Por fim, aborda-se a

temática da durabilidade em BEAL, com especial ênfase na corrosão induzida por cloretos.

No capítulo 3, procede-se à descrição da campanha experimental, nomeadamente no que se

refere à definição das composições, produção das amassaduras e descrição dos ensaios realizados,

nos estados fresco e endurecido.

O capítulo 4 diz respeito à apresentação e análise dos resultados obtidos no decorrer da

campanha experimental.

No capítulo 5, são apresentadas as principais conclusões decorrentes da análise de resultados,

efetuando-se também algumas propostas para investigações futuras.

4

2. Estado da Arte

2.1 Introdução

A durabilidade do betão é afetada por diversas ações de origem física, química, biológica e

mecânica. De entre as várias ações, a corrosão das armaduras, induzida pela carbonatação ou pelo

ataque de cloretos, é um dos mecanismos de degradação mais relevantes no betão armado. No

presente trabalho, serão abordadas apenas as temáticas referentes à penetração de cloretos em

betões produzidos com diferentes tipos de agregados e ligantes.

De modo a fazer um enquadramento teórico da temática abordada, ao longo deste capítulo,

será apresentado um breve resumo do estado da arte da durabilidade na generalidade dos betões,

com especial ênfase nos betões estruturais de agregados leves (BEAL).

A origem do betão produzido com agregados leves de origem mineral remonta aos primórdios

civilizacionais, existindo indícios da sua aplicação pelos povos a sul da Mesopotâmia e junto à

fronteira entre o Paquistão e a Índia, vários séculos antes de Cristo. Os exemplos mais marcantes da

sua funcionalidade e durabilidade provêm do Império Romano, com a utilização de betões leves

compostos por agregados vulcânicos aglomerados em pastas de cal e pozolana natural. Estes

betões, utilizados em construções como o Panteão de Roma ou o Coliseu de Roma, suportaram o

duro teste do tempo, resistindo sem alterações até aos nossos dias (Chandra e Berntsson 2002).

Atualmente, os BEAL são utilizados em diversos domínios de aplicação como tabuleiros de

pontes de grande vão, estruturas flutuantes, arranha-céus, edifícios com solos de fundação pobres e

obras de reabilitação (Liu, et al. 2010). Em Portugal, a sua aplicação restringe-se sobretudo a obras

de reabilitação de pontes e viadutos, ainda que seja sobejamente conhecida a sua aplicação na

cobertura suspensa do pavilhão de Portugal na EXPO, em Lisboa (Bogas 2011).

Hoje em dia, a minimização da pegada ecológica associada ao sector da construção assume-

se como uma das principais preocupações e desafios da engenharia. Assim, a utilização de betões

produzidos com agregados resultantes de subprodutos industriais, tais como as cinzas volantes ou as

escórias de alto-forno, é vista como uma solução de futuro (Güneyisi et al. 2013).

2.2 Betão Estrutural de Agregados Leves

A massa volúmica é a principal característica que diferencia os betões de agregados leves

(BEAL) dos betões de agregados naturais (BAN). Esta propriedade varia essencialmente com o

volume, teor em água, absorção e tipo de agregado, sendo ainda influenciada pelo teor de cimento e

relação a/c (Bogas 2011). A norma Europeia NP EN206-1 (2005), define o betão leve recorrendo ao

conceito de massa volúmica, estabelecendo como tal todos os betões cujos valores da massa

volúmica, após secagem em estufa, se situem entre os 800 e os 2000 kg/m3. A par da massa

5

volúmica, os coeficientes de isolamento térmico e o transporte de água entre o agregado e a pasta

são as propriedades mais significativas que diferenciam os BEAL dos BAN (Bogas 2011). O volume

de agregados é o parâmetro mais condicionante da massa volúmica dos betões, sendo responsável

pela ocupação de cerca de 70% do volume da generalidade dos betões leves (FIP 1983). A Figura 1

ilustra a variação dos valores de massa volúmica em betões estruturais, em função do tipo de

agregado.

Caracterizados por valores inferiores de massa volúmica, que advêm da sua composição

porosa, os agregados leves são usualmente definidos de acordo com esta propriedade ou, ainda,

pela sua baridade (Bogas 2011). As normas Europeias EN 13055-1 (2002) e NP EN206-1 (2005)

definem os agregados leves de origem mineral, como sendo aqueles que apresentam valores de

massa volúmica, após secagem em estufa, inferiores a 2000Kg/m3

ou baridades inferiores a

1200Kg/m3. O Quadro 1 ilustra a classificação de diversos agregados leves em função da sua

baridade.

Os betões estruturais de agregados leves são usualmente produzidos com recurso a

agregados de argila, xisto e ardósia expandida; agregados de escórias e cinzas volantes, ou

agregados naturais de origem vulcânica.

Figura 1 - Massas volúmicas de betões leves estruturais e respetivos agregados (Bogas, 2011)

6

Quadro 1 - Classificação de agregados leves em função da baridade (Bogas, 2011)

Classificação Agregados Baridade Média

a Absorção às 24 h

Aplicação em Betão (Kg/m

3) (%)

Poliestireno expandido 10-40 <1

Ultra-Leve Vermiculite expandida 60-200 >100 Betões de isolamento

Perlite expandida 30-240

térmico sem

Baridade<300 Kg/m3 Vidro expandido 150-300 5-15 capacidade estrutural

Regranulado negro de cortiça expandida 60-100b 60-100

c

Partículas de madeira 320-480 -

Diatomite 450-800 elevada Leve Clínquer 720-1040 - Betões de isolamento

Baridade de areias Pedra-pomes 500-900 30-40 térmico ou

300 a 1200 Kg/m3 Escória de alto-forno expandida 500-1000 10-25 estruturais de baixa

Baridade de grossos Escória pelitizada 850-950 3-5 resistência

300 a 950 Kg/m3 Argila expandida

5-25 Betões de isolamento

Xisto expandido 350-1050 5-15 térmico ou estruturais

Ardósia expandida

5-15 de moderada a

Cinzas volantes sinterizadas 700-1100 15-20 elevada resistência a - inclui agregados grossos e finos

b- Refere-se à massa volúmica das partículas (valores nacionais mais usuais)

c- Absorção aparente correspondente a água superficial de molhagem, Suskedo Karade (2006)

De facto, apenas estes agregados leves possuem propriedades mínimas de resistência

capazes de originar betões leves de características estruturais. Ainda que também ocorram na

natureza, estes agregados podem ser produzidos artificialmente a partir de matérias primas naturais,

veja-se a argila, ou de matérias primas transformadas de subprodutos industriais, como as cinzas

volantes ou as escórias de alto-forno (Holm e Bremner 2000). Na Figura 2 apresenta-se um resumo

dos diferentes tipos de agregados leves, tendo em consideração a sua proveniência e método de

fabrico.

Figura 2 - Classificação de agregados leves de acordo com a sua proveniência (Adaptado de Bogas, 2011)

7

2.3 Durabilidade do Betão

Entende-se o conceito de durabilidade como sendo a capacidade do betão para desempenhar

a sua função durante o período de serviço preconizado, suportando a deterioração provocada pelos

agentes agressivos do meio envolvente. Como tal, facilmente se constata que a durabilidade do betão

será função das propriedades dos seus constituintes, bem como das condições ambientais (Mehta e

Monteiro 2006).

De modo a materializar o conceito atrás descrito, recorre-se usualmente a indicadores do nível

de desempenho do betão, como sendo a sua resistência mecânica, profundidade de carbonatação ou

a resistência à penetração de fluidos, através dos quais se procura obter uma medida indireta da

durabilidade (Neville 1995).

No betão armado, o mau desempenho de qualquer um dos constituintes, seja o agregado, a

pasta ou a armadura, pode provocar a sua deterioração. Importa realçar que o processo de

deterioração do betão ao danificar a espessura de recobrimento, compromete a proteção da

armadura (Kropp 1995). A corrosão da armadura, ao introduzir tensões no betão, provoca a sua

fendilhação, acelerando assim a degradação (Mindess et al 2003). As várias ações suscetíveis de

deteriorar o betão encontram-se esquematizadas na Figura 3, podendo agrupar-se em ações físicas,

mecânicas, biológicas, estruturais ou químicas. Será dado maior enfâse ao tratamento das ações

químicas, visto ser no seu âmbito que se enquadra a corrosão de armaduras induzida pelo ataque de

cloretos. Serão seguidamente abordados, de forma sucinta, os mecanismos gerais de transporte no

betão, que controlam a penetração de substâncias no seu interior, nomeadamente iões Cl-, seguindo-

se um tratamento mais detalhado da temática relativa ao ataque de cloretos.

2.3.1 Mecanismos de transporte no betão

Os mecanismos de transporte no betão podem descrever-se como sendo a circulação de

fluidos, em geral provenientes do exterior, na estrutura porosa do betão (Kropp 1995; Costa 1997;

Bogas 2011). Dada a natureza porosa do material, estes movimentos podem processar-se não só

através dos vazios da pasta de cimento, mas também pela interface agregado-pasta, ou mesmo

através da fendilhação e defeitos existentes (Kropp et al. 1995; Feldman 1986). De entre as várias

substâncias suscetíveis de penetrar no betão, provenientes do exterior, destacam-se a água e os

mais variados gases e iões, nos quais se incluem os iões de cloreto, Cl-, objeto de estudo no presente

trabalho. Estas substâncias, uma vez no interior no betão, interagem física e quimicamente com os

seus constituintes e com a armadura, desencadeando fenómenos de deterioração (Bogas 2011).

O ingresso e posterior movimento de fluidos, gases e outras substâncias no betão ocorre de

acordo com um dos seguintes processos: absorção capilar, permeação, difusão e migração. O

primeiro, diz respeito à penetração de líquidos por ação de forças de sucção capilar; o segundo, ao

transporte de líquidos ou gases devido a gradientes de pressão; o terceiro, ao transporte de gases,

iões ou vapor de água devido a gradientes de concentração; o último, ao movimento de iões

8

resultante de diferenças de potencial elétrico (Bentz et al. 1999; Kropp et al. 1995; Bertolini et al.

2004).

Figura 3 - Fatores de deterioração de estruturas em betão armado (Bogas, 2011)

Existe um fator comum a qualquer um dos processos atrás descritos, a porosidade. De facto, é

a estrutura porosa do betão, evidenciada na Figura 4, que governa a efetivação de cada um dos

mecanismos atrás referidos. As propriedades de transporte do betão são também condicionadas pela

sua composição, dado que o teor de pasta, a presença de adições, as dimensões e tipo de agregado

e a granulometria das partículas são fatores que influenciam a microestrutura do betão (Garboczi

1995, Geiker et al. 1995).

Ao conjunto de vazios e seu desenvolvimento, que caracterizam a microestrutura do betão, dá-

se o nome de porosidade (Garboczi 1995). Cobrindo uma gama de dimensões muito variada, a

porosidade verifica-se em qualquer uma das 3 fases do betão - matriz cimentícia, agregado e

interface agregado-pasta (Bogas 2011).

Os poros evidenciados na matriz cimentícia podem ser classificados como intersticiais,

capilares e macroporos (Mehta e Monteiro 2006). Os intersticiais, também denominados por “poros

de gel”, encontram-se presentes nos C-S-H e são, de entre os sistemas de poros atrás mencionados,

aqueles que menos influem no transporte de substâncias (Mehta e Monteiro 2006, Ollivier et al 1995).

Tal, deve-se às suas reduzidas dimensões, com diâmetros na ordem dos 2 a 3 nm (Bertolini et al.

2004).

A porosidade capilar, principal responsável pelo transporte de substâncias na pasta,

corresponde ao volume não preenchido pelos produtos de hidratação e partículas de cimento anidro

(Garboczi 1995, Mindess et al 2003). Associada a poros com dimensões entre os 10 nm e os 5 µm,

favorece o escoamento e difusão iónica de fluídos, sobretudo se o grau de conectividade dos poros

9

for elevado ou existirem canais de exsudação (Mehta e Monteiro 2006). Na sua investigação, Powers

(1958) constata que a permeabilidade da matriz cimentícia aumenta exponencialmente com a

porosidade capilar.

Na porosidade capilar, o volume e interconexão dos poros será fundamentalmente função da

razão a/c e do grau de hidratação da pasta. Bertolini et al. (2004) propõe, na consideração de betões

de alto desempenho, um valor limite de 25% de porosidade, relativo a relações a/c de 0,45 e um grau

de hidratação de 0,75. Verifica-se que o decréscimo da relação a/c, ao permitir o preenchimento e

interceção dos poros capilares por produtos da hidratação, reduz o volume e conectividade destes.

Semelhante efeito é obtido por via do incremento do grau de hidratação da pasta que, tal como na

redução da relação a/c, resulta numa diminuição da porosidade capilar, à custa de um incremento da

porosidade intersticial (Garboczi 1995). Neville (1995) reporta que teoricamente, para valores da

relação a/c superiores a 0,38, o volume preenchido por C-S-H é insuficiente para impedir o transporte

capilar, mesmo após concluída a hidratação da pasta. Outros autores sugerem um valor de 0,45 para

a mesma relação a/c (Mindess et al. 2003).

Figura 4 - Estrutura microscópica de um espécime de betão de agregado natural (Adaptado de Liu et al. 2010)

Assim, facilmente se constata que a permeabilidade da pasta de cimento dependerá

essencialmente da relação a/c, do grau de hidratação e do tempo de cura, fator também ele

influenciador da dimensão e interconexão dos poros (Garboczi 1995). Verifica-se que baixos graus de

hidratação conduzem a matrizes cimentícias onde predomina a porosidade capilar. À medida que

progride a hidratação da pasta, ocorre a perda de conectividade entre os poros, provocando assim

uma redução da permeabilidade do material (Garboczi 1995). A Figura 5 ilustra a diferença entre os

conceitos de porosidade e permeabilidade.

Areia

Pasta

Granito

10

Diversos autores reportam uma redução da absorção capilar com a diminuição da relação a/c

(Dhir 1987, Schonlin, et al. 1989). De facto, a taxa de absorção capilar decresce com a redução do

diâmetro dos poros da pasta de cimento, muito embora o nível máximo atingido pela ascensão capilar

tenda a ser superior (fib1 1999).

Figura 5 - Distinção esquemática entre porosidade e permeabilidade ( Adaptado de EuroLightCon,1998)

No que concerne à difusão de iões, verifica-se uma perda de influência da dimensão dos poros,

passando o transporte a ser fortemente condicionado pela interconectividade do sistema poroso (fib1

1999). Embora se evidenciem menores difusões para baixas relações a/c, comprova-se que o

transporte iónico será sobretudo regulado pelo diâmetro representativo da maior fração de poros

interconectados, o diâmetro crítico (Neville 1995, Halamickova et al. 1995). Importa ainda realçar que,

na porosidade intersticial, a difusão iónica continua a progredir, ainda que a baixa velocidade. Esta

progressão será fundamentalmente condicionada pela tortuosidade e conectividade da estrutura

porosa, bem como pela interação entre os iões e a superfície dos poros (Garboczi 1995, fib1 1999).

De modo a avaliar a estrutura porosa do betão, deve também ser analisada a porosidade das

zonas de interface agregado – pasta, tal como ilustrado na Figura 6 (Bertolini et al. 2004, Mehta e

Monteiro 2006). Nestas zonas de transição, tendencialmente mais porosas, deve também ter-se em

consideração a existência de microfendilhação, que tenderá a aumentar com a dimensão do

agregado, em especial nos betões de elevada resistência (Mehta e Monteiro 2006). A porosidade e

microfendilhação evidenciadas nestas zonas serão tanto mais importantes quanto maior

conectividade das mesmas. Assim, caso não exista qualquer conexão entre as diferentes zonas de

transição, estas perderão influência, passando o fenómeno de transporte a ser regulado pela

porosidade da matriz cimentícia (Garboczi 1995). Contudo, Garboczi (1995) constata que o volume e

interconectividade das zonas de interface é elevada na maioria dos betões.

11

Figura 6 - Microestrutura do betão evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010)

2.3.2 Corrosão induzida por cloretos

O betão, fruto da sua elevada alcalinidade, proporciona uma proteção às armaduras nele

inseridas, sob a forma de uma camada de óxido desenvolvida na superfície destas (fib3 1999,

Mindess et al. 2003, Bertolini et al. 2004, Mehta e Monteiro 2006). Dada a sua composição, rica em

hidróxidos de cálcio, sódio e potássio, o pH do betão assume valores que ascendem frequentemente

acima dos 13 (fib3 1999). Num processo de anodização, onde o Fe(OH)2 é oxidado originando um

composto conhecido por γ-Fe2O3, cria-se uma película de escassos nanómetros de espessura

fortemente aderente à superfície das armaduras (Pourbaix 1974, Neville 1995, Bentz et al. 1999).

Esta película passiva, ao limitar a presença de oxigénio e humidade nas armaduras, inibirá o

processo de corrosão (fib3 1999). O processo atrás descrito é usualmente conhecido por passivação

do aço. Sempre que se verifique a redução do pH para valores da ordem dos 11, ou o teor de cloretos

junto às armaduras atinja o estabelecido valor crítico, ocorre a despassivação, podendo iniciar-se o

processo de corrosão (Mehta e Monteiro 2006).

O mecanismo de corrosão pode ser entendido com um processo eletroquímico que é função de

quatro processos essenciais (Bertolini et al. 2004; Bogas 2011):

- Oxidação do ferro no ânodo → Processo anódico

- Redução de oxigénio no cátodo → Processo catódico

- Transporte de eletrões através da armadura

ZT

Areia

Pasta

Granito

12

- Fluxo de iões da região catódica para a região anódica através da solução presente nos poros

do betão

Sempre que se verifique uma diferença de potencial elétrico na armadura, gera-se um

ambiente favorável à formação de células de corrosão, compostas por regiões catódicas e anódicas,

ligadas pela água em solução nos poros da mistura, que funciona como eletrólito (Figura 7) (Neville

1995).

Figura 7 - Esquema de célula de corrosão (Adaptado de Mehta e Monteiro, 2006)

Quando o teor de cloretos excede o seu valor crítico, junto à armadura, ocorre a destruição da

película de passivação, iniciando-se assim a corrosão induzida por cloretos, esquematizada na Figura

8 (Bertolini et al. 2004). A penetração de cloretos conduz a uma perda localizada da película protetora

da armadura, consequência de ataques limitados a pequenas áreas, rodeadas de regiões não

corroídas (Kropp 1995). Este fenómeno é conhecido na literatura por “corrosão por picadas”. Este tipo

de corrosão apenas poderá ser de índole generalizado na presença de grandes concentrações de

cloretos ou valores de pH muito reduzidos (Kropp 1995).

A corrosão induzida por cloretos, consequência da sua natureza não uniforme, distingue-se

pela formação de pequenas zonas anódicas, associadas a extensas regiões catódicas (Basher et al.

2001). Neste tipo de corrosão, a dissolução do ferro no ânodo caracteriza-se pela rapidez,

provocando importantes perdas de secção na armadura (Kropp 1995). Tuutti (1982) refere perdas de

secção 4 a 10 vezes superiores às geradas pela corrosão induzida por carbonatação.

13

Figura 8 - Esquema de corrosão induzida por cloretos (Adaptado de Neville, 1995)

O mecanismo de corrosão inicia-se no ânodo, onde os iões de Cl- se combinam com os iões de

ferro carregados positivamente (Fe2+

), formando FeCl2. Como consequência, verifica-se uma

crescente acidificação da região anódica. Os eletrões livres (2e-), libertados no ânodo, movem-se

através da armadura para o cátodo. Uma vez no cátodo, são absorvidos pelo eletrólito, onde reagem

com a água e o oxigénio, originando iões de hidróxido (OH-). A acumulação de OH

- conduz a um

incremento do pH nestas zonas. Circulando em solução no eletrólito, os iões OH- combinam-se com

os de Fe2+

, presentes no FeCl2, formando hidróxidos de ferro (Fe(OH)2) (Neville 1995). Estes

produtos da corrosão sendo expansivos, introduzem tensões que podem provocar expansão,

fendilhação e, eventualmente, delaminação do betão de recobrimento e perda de aderência entre o

betão e a armadura (fib3 1999, Bertolini et al. 2004, Mehta e Monteiro 2006). No processo de

formação de Fe(OH)2 são libertados iões de Cl- que, não sendo consumidos, criam condições para

que a corrosão progrida indefinidamente, provocando uma dissolução acelerada do aço na zona da

picada (Bertolini et al. 2004, Poulsen e Mejlbro 2006). A presença destes iões na solução dos poros

conduz ainda a uma redução progressiva da resistividade do betão, estimulando o aumento da taxa

de corrosão (Kropp 1995).

Mesmo após a despassivação da armadura, para que o mecanismo de corrosão atrás descrito

progrida, é necessário que se verifiquem em simultâneo algumas condições (Bertolini et al. 2004). A

presença de água é imperativa, dado que não só funciona como eletrólito, como também toma parte

nas reações catódicas (Thangavel e Rengaswamy 1998). A quantidade de oxigénio existente deve

ser suficiente para a progressão das reações catódica e anódica (Mindess et al. 2003). O tipo e

volume dos produtos de corrosão será função do teor de humidade e, acima de tudo, da quantidade

de oxigénio presente no ânodo (fib3 1999, Bertolini et al. 2004). Todavia, para que o transporte de

iões através do eletrólito possa efetivar-se, é fundamental que a resistividade do betão seja

suficientemente baixa (Bertolini et al. 2004).

14

A resistividade é um parâmetro importante na avaliação da corrosão de estruturas de betão

armado. De facto, constata-se que a probabilidade de se desenvolverem fenómenos de corrosão no

betão armado diminui com o aumento da resistividade. A maior ou menor resistividade apresentada

pelo betão é essencialmente condicionada pela relação a/c, pelo grau de saturação do betão e pela

concentração de sais dissolvidos em solução nos poros (Costa 1997; Bogas 2011). A resistividade

será tanto menor quanto maior for o valor de qualquer um dos parâmetros atrás enunciados (Mehta e

Monteiro 2006). Mehta e Monteiro (2006) classificam a taxa de corrosão do betão armado, em função

da resistividade, como sendo:

- Desprezável (Resistividade >200 Ω.m);

- Baixa (Resistividade entre 100 e 200 Ω.m);

- Alta (Resistividade entre 50 e 100 Ω.m);

- Muito alta (Resistividade < 50 Ω.m)

Após a despassivação das armaduras, a velocidade de corrosão é controlada essencialmente

pela resistividade e pela disponibilidade de oxigénio junto das armaduras (Costa 1997).

Tendo presente que a resistividade é sobremaneira influenciada pelo teor de humidade do

betão, Gjorv (1996) conclui que a um decréscimo de humidade relativa de 100% para 18% está

associado um aumento na resistividade de 7 Ω.m para 6000 Ω.m. De acordo com o mesmo autor, os

parâmetros que controlam a permeabilidade são também responsáveis pelo controlo da resistividade.

Para o efeito, o autor reporta que a diminuição da relação a/c de 0,7 para 0,5 provoca uma redução

duas vezes superior na resistividade.

Chandra e Berntsson (2002), tentaram relacionar a massa volúmica dos betões e com a sua

resistividade. De acordo com os autores, os betões de elevada massa volúmica apresentam maiores

resistividades, invertendo-se a tendência com a diminuição da massa volúmica. Os resultados

devem-se ao menor índice de vazios dos betões de maior massa volúmica.

A contaminação do betão com iões de Cl- provoca reduções na resistividade deste que podem

ascender a 50% do valor original (Browne 1980). Ainda assim, de acordo com Browne (1980), a

relação a/c do betão, tal como o seu teor de cloretos, são menos influentes na resistividade que o teor

de humidade. Segundo o mesmo autor, para que ocorra corrosão no betão armado, a resistividade

deste deve situar-se entre os 5 KΩ.cm e os 10 KΩ.cm. Browne (1980) reporta ainda corrosões muito

pouco significativas para betões com resistividades superiores a 20 KΩ.cm. Berke et al. (1991) e

Hope et al. (1986) sugerem que este valor seja de 40 KΩ.cm, enquanto Gjork (1996) e Mehta (1986)

apontam para valores da ordem dos 50 a 70 KΩ.cm.

15

2.3.3 Penetração de cloretos

O ingresso de cloretos no betão processa-se, desde que este se encontre livre de fendilhação

significativa, através da microestrutura porosa da pasta cimentícia, da interface agregado-pasta ou

por meio de microfendas. O mecanismo de transporte envolvido no processo depende da envolvente

ambiental, podendo a penetração ocorrer por absorção capilar, difusão ou a ação combinada de

ambas (Kropp 1995). De um modo geral, a penetração de cloretos tende a ocorrer por absorção

capilar na região superficial, progredindo por difusão para o interior do betão (Odriozola e Gutiérrez

2008).

A difusão cloretos é essencialmente função do teor em água, temperatura, capacidade de

fixação e a dimensão e estrutura porosa do betão. De facto, a penetração de cloretos no interior do

betão apenas ocorre caso o seu teor em água permita passagens contínuas desta nos seus poros

capilares (Poulsen e Mejlbro 2006). Para o efeito, Kropp (1995) sugere teores de água equilibrados

com humidades relativas superiores a 60%.

A microestrutura do betão é fundamentalmente condicionada pela sua composição,

compactação, cura e grau de hidratação da pasta de cimento. Por sua vez, a composição da matriz

cimentícia é regulada pelo tipo de cimento e relação a/c (Bertolini et al. 2004). São vários os autores

que reportam reduções dos coeficientes de difusão com a diminuição da relação a/c (Chia e Zhang

2001; Kayali e Zhu 2004; Meira, et al. 2007; Odriozola e Gutierréz 2008; Bogas 2011). Resultados

experimentais aludem a permeabilidades a iões Cl- 4 a 6 vezes maiores em betões com relações a/c

de 0,4 a 0,5; quando comparados com outros de relação a/c de 0,32 (ACI201.2R 2001). Outro fator

condicionante da composição da matriz cimentícia é a incorporação de adições pozolânicas. Estas

conduzem a reduções importantes no coeficiente de difusão do betão, visíveis não só ao nível da

profundidade de penetração como também na quantidade de cloretos livres (Luo et al. 2003). Em

betões, na presença de adições pozolânicas, o ingresso de cloretos no betão, ao ativar reações

pozolânicas, contribui para o refinamento da estrutura porosa, dificultando assim posteriores

penetrações (Lorenzo et al. 2003).

A penetração de cloretos no betão também é afetada pela temperatura, dado que com o seu

aumento se verifica não só uma redução no pH, como na capacidade de fixação de cloretos (Kropp

1995, Hussain et al.1995). De facto, temperaturas entre os 20 e os 70ºC provocam reduções de 5

vezes no teor crítico de cloretos (Hussain et al. 1995).

2.3.3.1 Teor crítico de cloretos

Entende-se o teor crítico de cloretos como sendo a concentração limite acima da qual a

pelicula passiva da armadura é destruída, iniciando-se assim o processo de corrosão (fib3 1999,

Poulsen e Mejlbro 2006). Este teor é dependente de diversos fatores, tais como o pH do betão, o

potencial eletroquímico da armadura e a existência de vazios na interface aço-betão (Bertolini et al.

2004). Dada a interdependência destes fatores com outros, facilmente se constata que o teor crítico

16

de cloretos depende ainda da resistividade, da concentração livre de cloretos, da composição do

betão, da permeabilidade do betão de recobrimento, da temperatura e condição superficial das

armaduras e do tipo de fonte de cloretos (fib1 1999, Kropp 1995).

Relacionado com a disponibilidade de O2 junto às armaduras, o potencial eletroquímico é

regulado essencialmente pelo teor de humidade presente no betão. Quanto mais próximo das

armaduras aceder o O2, menor o teor de cloretos necessário para desencadear a dissolução da

armadura (Bertolini et al. 2004).

A qualidade da superfície de interface aço-betão exerce uma influência considerável na

quantificação do teor crítico de cloretos. A existência de uma camada contínua de produtos de

hidratação permite reduzir a mobilidade dos iões Cl- e limitar a redução do pH (Ann e Song 2007).

Sempre que a continuidade da dita camada é interrompida pela presença de vazios ou

microfendilhação, verifica-se uma acidificação local que facilita a progressão da corrosão induzida por

cloretos (Bertolini et al. 2004).

Estudos atribuem aumentos de 0,44% para 2,32% no teor crítico, quando ocorrem incrementos

de 2 para 100 KΩcm na resistividade (Morris et al. 2004).

As diferentes composições do betão, sobretudo na presença de adições, conduzem a

alterações no teor crítico de cloretos. Diversos autores reportam aumentos do teor crítico de cloretos

com a introdução de escórias de alto-forno no betão (Polder e Larbi 1995, Bentz et al. 1999). Por

vezes, a incorporação de cinzas ou sílica de fumo no betão conduz a teores críticos de cloretos

tendencialmente inferiores (Petterson 1994, Neville 1995, Arya e Xu 1995, Thomas e Matthews 2004,

Bertolini et al. 2004). Estas reduções são resultado da redução do pH na solução dos poros, bem

como da menor capacidade de fixação de cloretos provocada pela sílica. Ainda assim, verifica-se que

as taxas de corrosão evidenciadas são inferiores às do cimento Portland (Arya e Xu 1995, Thomas e

Matthews 2004).

2.3.3.2 Capacidade de fixação de cloretos

Aquando da sua penetração no betão, parte dos iões Cl- permanece livre na solução dos poros,

enquanto a restante parte interage com a matriz de cimento, promovendo ligações físicas ou

químicas com compostos da pasta (Kropp 1995, fib1 1999, Poulsen e Mejlbro 2006). Ao rácio entre a

quantidade de cloretos combinados e o teor total de cloretos atribui-se a designação de “capacidade

de fixação de cloretos”. Este parâmetro é relevante, visto ser consensual na literatura que apenas o

teor livre de cloretos na solução dos poros contribui efetivamente para o fenómeno de corrosão

(Kropp 1995, Thangavel e Rengaswamy 1998, fib1 1999).

A capacidade de fixação, embora seja essencialmente afetada pela composição química e

estrutura porosa do betão, é também função de outros fatores, tais como a temperatura e a

concentração de cloretos (Kropp 1995, Bertolini et al. 2004). De facto, a capacidade de fixação será

17

fundamentalmente governada pela composição química do cimento, nomeadamente o teor de C3A no

clínquer e o tipo e dosagem das adições (Kropp 1995).

Existe um efeito dual associado à incorporação de adições no betão. Ao reduzirem a

percentagem de clínquer na mistura, as adições são responsáveis pela diminuição da concentração

de C3A e consequente redução da capacidade de fixação de cloretos (Kropp 1995). Ainda assim,

provocam um aumento da adsorção de iões Cl- nos C-S-H, dado que conduzem a um aumento das

suas fases (Bertolini et al. 2004). Apesar de as adições provocarem uma redução efetiva da

concentração de C3A no caso de se tratarem de filer calcário ou sílica de fumo, o mesmo não sucede

com a incorporação de cinzas ou escórias. Vários autores atribuem à alumina, presente em grandes

quantidades nas cinzas, o aumento evidenciado no teor de C3A o que, associado a um possível

aumento na quantidade de C-S-H resultante das reações pozolânicas, conduz a uma maior

capacidade de fixação de cloretos (Neville 1995, Dinakar et al. 2008).

De facto, o coeficiente de difusão de cloretos reduz-se progressivamente com a incorporação

de cinzas, apesar da redução da permeabilidade ser pouco significativa. Assim, é notório que a maior

capacidade de fixação se assume como fator condicionante na redução da difusibilidade (Dhir et al.

1997).

As consequências da adição de sílica de fumo na capacidade de fixação encontram-se ainda

envoltas em alguma incerteza, com alguns autores a reportarem reduções da capacidade de fixação

de cloretos, enquanto outros sugerem que a adição de micro-sílica incrementa a capacidade de

fixação ao reduzir a concentração de OH- (Arya e Xu 1995, Asrar et al.1999).

2.3.4 Durabilidade nos BEAL

As grandes diferenças entre os Betões Estruturais de Agregados Leves (BEAL) e os Betões de

Agregados Naturais (BAN) são a porosidade e a massa volúmica. Nos BEAL, o agregado leve é

geralmente mais poroso que a matriz cimentícia, podendo constituir-se como um caminho

preferencial para a penetração de substâncias (Figura 9). Considerando apenas a porosidade global

conjunta dos agregados e da pasta, a porosidade nos BEAL pode ascender ao triplo da evidenciada

pelos BAN. Com o aumento da porosidade, aumenta também a probabilidade de interconectividade

dos poros, sendo espectável uma menor resistência à penetração de água e cloretos nos BEAL (Liu,

et al. 2010).

Contudo, o sistema compósito agregado-pasta deve ser analisado como um todo. De facto, a

permeabilidade de um dado material é regulada sobretudo pela sua porosidade aberta, condicionada

pela conectividade e acessibilidade da estrutura porosa. Assim, dado que as partículas de agregado

leve se encontram, em geral, igualmente distribuídas e embebidas na densa pasta de cimento,

verifica-se que não é fácil a penetração de substâncias no seu interior (Liu, et al. 2010). Sakurai et al.

(1991) comprova isso mesmo, avaliando a permeabilidade de argamassas com relação a/c de 0,45

face a BEAL com igual relação a/c. Ainda assim, o efeito de isolamento das partículas de agregado

18

leve atrás mencionado é essencialmente válido para pastas de cimento de elevada qualidade,

associadas a zonas de interface menos porosas. Sempre que a pasta apresente uma estrutura

porosa aberta, micro-fendilhação ou zonas de transição de porosidade superior, é de esperar um

aumento da porosidade dos BEAL (EuroLightConR2 1998). Todavia, estando os BEAL usualmente

associados a pastas de menor relação a/c e menor volume de agregados, face aos BAN de igual

resistência, é razoável admitir que as suas matrizes cimentícias apresentem melhor qualidade e a

porosidade e proporção das zonas de transição seja inferior (Bogas 2011).

Figura 9 - Esquematização da estrutura porosa de um betão de agregados leves grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010)

Nos betões onde o agregado fino natural, cuja porosidade é desprezável, é substituído por

agregado fino leve; verifica-se uma maior facilidade na penetração de substâncias, correlacionada

com o aumento de porosidade da mistura (Figura 10) (Liu, et al. 2010) . Nyame (1985) reporta que

argamassas incorporando agregado fino leve, com relação a/c de 0,47, apresentam o dobro da

permeabilidade das argamassas de agregado natural. Também Al-Khaiat e Haque (1999) mencionam

permeabilidades superiores em BEAL incorporando agregados finos leves, em relação aos betões de

agregados naturais (BAN), com período de cura de 28 dias e resistência à compressão teórica de 50

MPa em ambos os casos. Todavia, Thomas (2006) reporta condutibilidade elétrica (determinada por

ASTM C 1202) e penetrabilidade de cloretos significativamente inferior em BEAL incorporando

agregados finos leves, com relação a/c de 0,30 e incorporando sílica de fumo, face a BAN de igual

composição. Mais recentemente, Binici et al. (2012) concluem que a incorporação de agregados

granulados de escórias de alto-forno conduz a valores de permeabilidade à água inferiores aos

obtidos nos BAN de referência, para cilindros de 15cm de diâmetro, 30 cm de altura, com furação

interior de 2 cm e sujeitos a cura húmida de 60 dias.

Zhang e Gjørv (1991), verificam que sempre que a resistência da matriz cimentícia é

incrementada em demasia, a permeabilidade dos BEAL tende a apresentar valores superiores ao dos

19

BAN de igual resistência. Segundo os autores, tal facto é devido ao incremento da rigidez da

argamassa, que aproxima a compatibilidade elástica dos agregados naturais (A.N) com a argamassa,

penalizando a compatibilidade nos BEAL.

Nos BAN, a pasta de cimento nas zonas de interface é geralmente mais porosa que a restante

pasta da matriz cimentícia, como consequência do "Efeito de Parede" associado aos agregados

naturais, facilitando o ingresso de água e iões no betão (Lui et al. 2010).

Nos BEAL, constata-se que a maior porosidade superficial do agregado, associada à maior

hidratação da pasta, devida aos fenómenos de cura interna, resultam na formação de melhores zonas

de interface. A maior compatibilidade elástica entre os agregados leves e a pasta de cimento é

responsável pela obtenção de menores níveis de micro-fendilhação nestas mesmas regiões (Bogas

2011). Segundo Bentz (2009), a permeabilidade em betões com 31% de agregados finos leves é 25%

menor que em betões de agregados naturais. O autor atribui o resultado à melhoria das zonas de

interface e maior hidratação devida a cura interna. A Figura 11 é elucidativa da qualidade da zona de

interface que pode ser atingida num betão de agregados leves.

Figura 10 - Esquematização da estrutura porosa de betão de agregados leves finos e grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010)

A absorção capilar nos BEAL é condicionada pelo teor de humidade dos agregados, sendo

vários os autores que referem uma menor absorção capilar associada a betões com agregados

inicialmente secos, em contraponto com os resultados obtidos para betões onde os agregados se

encontram previamente saturados (Punkki e Gjorv 1995; Elsharief et al. 2005). Punkki e Gjorv (1995),

atribuem os resultados à existência de zonas de interface mais porosas nos betões de agregados

sujeitos a saturação inicial. Contudo, Bogas (2011) reporta resultados que não confirmam o sugerido

por estes autores.

20

Alguns autores reportam absorções capilares semelhantes nos BEAL e nos BAN, não se

verificando indícios de participação significativa dos agregados leves no mecanismo de absorção

(Bogas 2011; Lui, et al. 2010). Segundo Lui, et al. (2010), este resultado, obtido através da analise de

betões com relação a/c de 0,38, deve-se à menor acessibilidade da água aos poros dos agregados

leves, e à maior dimensão dos poros que compõe os agregados, que corta a taxa de absorção da

água por capilaridade no seu interior. Contudo, os autores verificam que na fase inicial dos ensaios,

os BEAL evidenciam absorções capilares superiores às dos BAN, atribuindo o sucedido à porosidade

aberta dos BEAL, como consequência do corte dos espécimes.

Figura 11 - Estrutura microscópica de BEAL evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010)

Nos BEAL, a qualidade da zona de interface, devido aos fenómenos de cura interna, faz com

que a penetração da água ocorra preferencialmente pela pasta, em oposição ao sucedido nos BAN,

onde ambas as fases desempenham um papel importante no transporte (Vaysburd 1992). O

acréscimo de hidratação devido à saturação dos agregados leves pode ainda conduzir à redução da

porosidade capilar, traduzida num aumento da proporção de poros de gel e da tortuosidade da matriz

porosa, dificultando a absorção (Lui, et al. 2010). Este efeito é verificado por Henkensiefken et al.

(2009), que atribuem as reduções verificadas nos coeficientes de absorção de água, ao efeito de cura

interna proporcionado pela introdução de areia fina leve saturada nos betões.

Assim sendo, a elevada qualidade da pasta que envolve os agregados pode limitar a

participação dos agregados leves no processo de absorção capilar. Sempre que se verifique um

AGL

ZT Areia

Pasta

21

empobrecimento destas zonas, ou a incorporação de agregados muito absorventes, é expectável que

os agregados possam participar no processo de transporte (Bogas 2011).

Nos BAN, por sua vez, as zonas de transição agregado-pasta apresentam-se associadas a

maior porosidade. Os agregados naturais atuam como barreiras que a água tem de contornar para

poder progredir no interior do betão (Lui, et al. 2010). Nos BAN de elevada resistência, a

compatibilidade elástica agregado-pasta tende a ser elevada, sendo menos importantes os efeitos da

microfendilhação, presente em betões de menor resistência e relação a/c superior (Bogas 2011).

Não obstante o enunciado, Bogas (2011) verifica que os BEAL podem apresentar valores de

absorção finais ligeiramente superiores aos evidenciados pelos BAN. Segundo o autor, tal facto

resulta da maior absorção inicial deste tipo de betões, aliada à possível participação dos agregados

leves no mecanismo de absorção, para maiores períodos de exposição.

2.3.4.1 Penetração de cloretos nos BEAL

A resistência à penetração de cloretos no betão é função dos coeficientes de difusão dos

agregados, matriz cimentícia e zonas de interface agregado-pasta. Nos BEAL, ainda que a difusão

possa ocorrer pelos agregados, que evidenciam coeficientes de difusão superiores aos agregados

naturais e inferiores aos de pastas de composições correntes, verifica-se que esta depende

sobretudo da qualidade da pasta e das zonas de interface (Lui, et al. 2010; Bogas 2011).

São vários os autores que reportam que a resistência à penetração de cloretos nos BEAL pode

ser idêntica à evidenciada pelos BAN (Chia e Zhang 2001; Kayali e Zhu 2004; Lui, et. al 2010; Bogas

2011).

Lui, et al. (2010) verificam que, em betões de relação a/c de 0,38, a carga elétrica passada aos

28 dias no ensaio Rapid Chloride Penetrability Test (RCPT), realizado de acordo com ASTM C 1202,

é relativamente idêntica em BAN e em BEAL com agregados grossos leves de argila. De facto, os

autores reportam valores de carga elétrica passada de 2528 Coulomb em BAN e 2385 e 3676

Coulomb em BEAL. Ao maior valor de carga elétrica passada, corresponde um betão de menor

massa volúmica, composto por agregados leves de porosidade superior. Estes resultados são

concordantes com os obtidos pelos autores nos ensaios de migração acelerada, efetuados de acordo

com o método proposto pela NT Build 492, para os quais reportam coeficientes de difusão de 6,5 e

10,4 x10-12

m2/s em BEAL de agregados grossos leves e 8,8 x10

-12 m

2/s em BAN.

Tal como comprovado nos ensaios RCPT, verifica-se que o coeficiente de difusão

correspondente ao BEAL composto por agregados leves de menor porosidade é ligeiramente inferior

ao evidenciado pelo BAN. Segundo os autores, apesar da incorporação de agregados de porosidade

superior, os BEAL apresentam pastas de porosidade inferior, devido aos fenómenos de cura interna e

consequente melhoria das zonas de transição.

22

Kockal e Ozturam (2010), recorrendo ao ensaio RCPT, verificam que, aos 28 dias, diversos

BEAL de agregados grossos leves e relação a/l de 0,26 com incorporação sílica, apresentam

resultados sensivelmente idênticos aos registados para BAN de igual relação a/l. De facto, os autores

reportam que, com exceção dos betões de agregados leves enformados a frio, os BEAL evidenciam,

inclusivamente, cargas elétricas passadas ligeiramente inferiores às evidenciadas pelos BAN.

Güneyisi et al. (2013) registam, através de ensaios RCPT, valores de carga elétrica passada,

aos 28 dias, entre 2755 e 7784 Coulomb em BEAL de agregados leves grossos rolados a frio e entre

1384 e 3378 Coulomb em BEAL de agregados leves grossos sinterizados, para betões de relação a/l

de 0,35 ou 0,55, podendo ou não contemplar inclusão de 10% de sílica de fumo.

Bogas (2011) refere que, para betões com cimento tipo I e relação a/c entre 0,35 e 0,45, o

coeficiente de difusão de cloretos, obtido através de ensaios de migração acelerada (RCMT),

realizados de acordo com a especificação E 463 (2004), assume a mesma ordem de grandeza nos

BAN e nos BEAL, embora seja ligeiramente superior nos últimos. Para as diversas composições

estudadas, o autor reporta coeficientes de difusão aos 28 dias, que variam numa gama entre 3,4 e

17,8x10-12

m2/s nos BEAL e entre 5,8 e 11,5 x10

-12 m

2/s nos BAN. Dadas as reduzidas diferenças

entre os betões analisados, os resultados confirmam a maior preponderância da qualidade da pasta

na resistência à penetração de cloretos. O autor atribui a igualdade de desempenho entre os BEAL e

os BAN à menor acessibilidade dos agregados leves situados na região mais interna dos espécimes.

A menor disponibilidade de água nestes agregados, indispensável nos processos de difusão e

migração, é atribuída aos fenómenos de auto-dessecação e cura interna do interior dos espécimes.

Note-se que na campanha experimental realizada pelo autor, os betões foram sujeitos a cura em

água apenas durante 7 dias, tendo sido mantidos em atmosfera de 50% de humidade relativa nos

restantes dias até perfazer a idade de ensaio.

O aumento do tempo de cura conduz, tendencialmente, a uma maior resistência ao ingresso de

iões no betão ( EuroLightCon 1999; Haque, Khaiat, Kayali 2002; Bogas 2011). No EuroLightCon

(1999) verifica-se que, para períodos de exposição a cloretos curtos, o coeficiente de difusão de

cloretos decresce com o aumento do tempo de cura, sendo independente deste para períodos de

exposição mais longos.

O tipo de cimento e adições empregues no betão resulta em respostas diferenciadas no seu

comportamento face ao ingresso de iões Cl-. Kayali e Zhu (2004), através do estudo de lajetas de

relação a/c 0,6, 0,34 e 0,35, parcialmente submersas em solução de cloreto de sódio, sugerem que a

adição de 23% de cinzas volantes por massa de cimento provoca uma redução na difusão de cloretos

no betão. Também Bogas (2011), reporta valores de coeficiente de difusão inferiores com inclusão de

cinzas volantes como adição, fruto do maior refinamento e capacidade de fixação de cloretos.

Segundo o autor, a substituição de cimento por diferentes percentagens de cinzas, em betões de

relação a/l de 0,35 conduz a piores resultados, aos 28 dias, do que os obtidos nos betões de

referência. A tendência inverte-se aos 365, onde os betões de cinzas registam resultados melhores

23

que os observados nos betões de referência. De acordo com o autor, tal facto deve-se ao maior

período de cura destes betões, que permite o desenvolvimento das reações pozolânicas esperadas

neste tipo de misturas.

Também Kockal e Ozturam (2010), reportam reduções no coeficiente de difusão aos 56 dias,

em relação aos valores obtidos aos 25 dias, devido à reatividade pozolânica da sílica de fumo, que

densifica a microestrutura do betão. Bogas (2011) e Güneyisi et al. (2013) obtêm resultados

concordantes com o estabelecido pelos seus antecessores. Em betões de elevada resistência, a

estrutura porosa é geralmente tão refinada e densa que limita significativamente o ingresso de iões

(Kockal e Ozturam 2010).

A adição de filer calcário em substituição do cimento, conduz geralmente a menores

resistências à penetração de cloretos. Este efeito deve-se ao menor grau de interação química dos

compostos hidratados da pasta de cimento com os iões Cl-, fruto da diminuição da quantidade de

clínquer e à menor fração de produtos de hidratação, que resulta em pastas com maior porosidade

(Bogas 2011).

24

3. Campanha Experimental

3.1 Introdução

Na presente secção do resumem-se os vários procedimentos e ensaios realizados no decorrer

da campanha experimental, tendo em vista a caracterização da resistência à penetração de cloretos

em BEAL produzidos com diferentes tipos de agregados, teores e tipos de materiais cimentícios.

Para o efeito, apresenta-se uma breve descrição da metodologia utilizada, fazendo alusão às

normas correspondentes aos ensaios preconizados.

Ressalva-se ainda o facto de toda a campanha experimental ter decorrido no Laboratório de

Construção, do Departamento de Engenharia Civil e Arquitetura do Instituto Superior Técnico.

3.2 Planeamento

A campanha experimental dividiu-se em fases distintas. Numa primeira fase, procedeu-se à

formulação dos betões a produzir no âmbito da dissertação, seguindo-se a determinação das

quantidades de material necessárias para assegurar o decorrer da campanha.

Seguidamente, procedeu-se à caracterização dos materiais utilizados na produção dos betões.

Em relação ao cimento e adições, foram adotados os valores fornecidos pelo fabricante. Assim,

apenas se procedeu à caracterização dos agregados, cujos ensaios se encontram descritos no

Quadro 2 e no Quadro 3.

Por fim, procedeu-se à produção dos betões e à realização dos respetivos ensaios em estado

fresco e endurecido. No Quadro 4 encontram-se resumidos os ensaios realizados no estado fresco e

no Quadro 5 os referentes ao ensaio de betões no estado endurecido.

Quadro 2 - Ensaios relativos aos agregados finos

Ensaio Norma

Análise granulométrica NP EN 933-1 / NP EN 12620

Baridade NP EN1097-3

Massa volúmica e absorção de água NP EN1097-6

25

Quadro 3 - Ensaios relativos aos agregados grossos

Ensaio Norma

Análise granulométrica NP EN 933-1 / NP EN 12620

Massa volúmica e absorção de água NP EN1097-6

Baridade NP EN1097-3

Índice de forma NP EN 933-4 / NP EN 12620

3.3 Materiais, composição e formulação das misturas

De modo a abranger uma gama significativa de classes de resistência e massa volúmica, foram

definidas diversas composições de betão, com o intuito de englobar no estudo os betões leves

estruturais mais correntes.

3.3.1 Materiais utilizados

Para o efeito, foram considerados os agregados cujas principais propriedades físicas se

resumem nos Quadros 6 e 7. Foram utilizados: dois tipos de areias naturais siliciosas (Areia grossa e

Areia fina); dois tipos de britas calcárias (Bago de arroz e Brita 1); dois tipos de agregados leves de

argila expandida (Leca e Argex); um agregado leve de ardósia expandida (Stalite); um agregado leve

de cinzas volantes sinterizadas (Lytag).

Quadro 4 - Ensaios em betão no estado fresco

Ensaio Norma

Abaixamento NP EN12350-2

Massa volúmica NP EN12350-6

Quadro 5 - Ensaios em betão no estado endurecido

Ensaio Norma

Massa volúmica NP EN12390-7

Absorção por capilaridade LNEC E393

Resistência à compressão NP EN12390-3

Resistividade TC 154 da RILEM

Resistência à penetração de cloretos LNEC E463

26

Quadro 6 - Características físicas dos agregados naturais

Areia natural siliciosa

Agregados naturais calcários

Propriedade

Areia Fina

Areia Grossa

Brita 1

Bago de Arroz

Absorção de água às 24 h (%)

0,19 0,26 0,35 0,73

Massa volúmica das partículas

2605 2617 2683 2646 secas em estufa (Kg/m

3)

Massa volúmica das partículas 2610 2606 2693 2665

saturadas com sup. Seca (kg/m3)

Baridade seca em amostra não 1569 1708 1346 1309

compactada (Kg/m3)

Índice de forma x x x x 20 Sl20 34 Sl40

Quadro 7 - Características físicas dos agregados leves

Agregados leves

Propriedade

Leca

Stalite

Lytag

Argex 2-4

Argex 3-8F

Absorção de água às 24 h (%)

15,81 3,57 17,92 21,38 19,28

Massa volúmica das partículas

1076 1483 1338 669 597 secas em estufa (Kg/m

3)

Massa volúmica das partículas 1246 1535 1577 814 712

saturadas com sup. Seca (kg/m3)

Baridade seca em amostra não 624 760 750 377 330

compactada (Kg/m3)

Índice de forma 1 Sl15 10 Sl15 0 Sl15 2 Sl15 1 Sl15

No Quadro 8 encontram-se resumidas as principais propriedades geométricas dos agregados

estudados, sendo apresentadas também as curvas granulométricas dos mesmos nas Figuras 12 a 15.

27

Quadro 8 - Propriedades geométricas dos agregados

Malha (mm)

Passado Acumulado (%)

Agregados Naturais Agregados Leves

Areia Fina

Areia Grossa

Brita 1 Bago de

Arroz Leca Stalite Lytag Argex 2-4 Argex 3-8F

63 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00

31,5 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00

16 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00

12,5 100,00 100,00 98,61 100,00 98,76 84,83 99,65 100,00 100,00

11,2 100,00 100,00 92,68 100,00 95,78 62,13 97,02 100,00 100,00

10 100,00 100,00 82,27 100,00 91,03 46,64 90,17 100,00 98,18

8 100,00 99,91 48,89 99,91 72,74 18,66 54,61 98,96 26,78

6,3

100,00 99,39 16,84 99,62 47,57 5,18 22,76 37,00 0,69

5,6 100,00 98,95 6,75 94,52 33,87 2,77 14,46 22,42 0,15

4 99,99 97,04 0,87 34,05 4,02 1,03 6,30 5,78 0,05

3,35 99,96 94,96 0,52 18,02 x x X x x

2 99,93 82,37 0,32 3,23 0,51 0,47 4,15 0,22 0,03

1 99,36 45,83 0,30 1,30 0,36 0,40 3,61 0,10 0,03

0,5 79,78 12,59 0,30 1,12 0,34 0,37 3,39 0,09 0,03

0,25 17,76 2,91 0,30 1,12 0,32 0,32 3,23 0,09 0,03

0,125 0,31 1,12 0,30 1,12 0,29 0,27 2,78 0,09 0,03

0,063 0,03 0,86 0,30 1,12 0,24 0,20 1,90 0,09 0,03

Refugo 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Dmáx 1,00 3,35 10,00 5,60 10,00 12,50 10,00 8,00 10,00

dmin 0,13 0,25 6,30 3,35 4,00 8,00 5,60 4,00 6,30

Categoria GF85 GF85 Gc 80/20 Gc 85/20 Gc

85/20 Gc

80/20 Gc

85/20 Gc 85/20 Gc 85/20

MF 2,00 3,36 6,50 5,60 6,20 6,80 6,20 5,90 6,70

Figura 12 - Curvas granulométricas dos agregados de brita calcária

16 12,5 11,2 10 8 6,3 5,6 4 3,35 2 1 0,5 0,25 0,125 0,063 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Brita 1

Bago de Arroz

28

Figura 13 - Curvas granulométricas dos agregados leves Leca, Stalite e Lytag

Figura 14 - Curvas granulométricas dos agregados leves de Argex

Figura 15 - Curvas granulométricas dos agregados de areia natural siliciosa

16 12,5 11,2 10 8 6,3 5,6 4 2 1 0,5 0,25 0,125 0,063 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Leca

Stalite

Lytag

11,2 10 8 6,3 5,6 4 2 1 0,5 0,25 0,125 0,063 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Argex 2-4

Argex 3-8F

16 8 4 3,35 2 1 0,5 0,25 0,125 0,063 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Areia Grossa

Areia Fina

29

3.3.2 Ensaios de caracterização dos agregados

Neste subcapítulo será efetuada um breve síntese dos ensaios utilizados na caracterização das

propriedades dos agregados, cujos valores se encontram resumidos nos Quadros 6 e 7 e nas Figuras

12 a 15.

3.3.2.1 Análise granulométrica

Os ensaios de granulometria (Figura 16), realizados de acordo com as normas NP EN 933-1 e

NP EN 12620, consistem na separação do material, por meio de um conjunto de peneiros, em

diversas classes granulométricas, de granulometria decrescente. Seguidamente, efetua-se a relação

entre a massa das partículas retida nos diversos peneiros e a massa inicial, sendo as percentagens

cumulativas passadas em cada peneiros apresentadas sob a forma de gráficos, as curvas

granulométricas.

A percentagem de material retido em cada peneiro é dada pela expressão (3.1)

(3.1)

onde;

- percentagem de material retido em cada peneiro,

- massa da amostra seca,

- massa de material retido em cada peneiro.

O ensaio é considerado inválido quando a soma das massas M2 e resíduo (massa de material

passada pelo último dos peneiros da série) difira mais do que 1% da massa M1.

Figura 16 - Ensaio de análise granulométrica

30

3.3.2.2 Massa volúmica e absorção de água

Realizados de acordo com a norma NP EN 1097-6, estes ensaios consistem na determinação

da massa volúmica através da relação da razão entre massa e volume (Figuras 17 e 18). A massa é

obtida por meio da pesagem do provete com as partículas saturadas com superfície seca e de nova

pesagem do conjunto após secagem em estufa. O volume é determinado a partir da massa de água

deslocada, que se obtém através da pesagem do provete.

Figura 17 - Ensaio de absorção capilar

Figura 18 - Picnómetro com agregados leves

3.3.2.3 Baridade

Os ensaios de baridade, efetuados de acordo com a norma NP EN 1097-3, consistem no

preenchimento e pesagem de um recipiente de dimensões específicas com o agregado em estudo,

de forma a determinar a massa seca dos agregados. A baridade, dada pela média dos valores

obtidos para três amostras, calcula-se, para cada amostra, por meio da expressão (3.2)

(3.2)

onde;

- baridade de cada amostra;

- massa do recipiente;

- massa do conjunto “recipiente+agregado”;

- volume do recipiente.

31

3.3.2.4 Índice de forma

Os ensaios do índice de forma, efetuados de acordo com as normas NP EN 933-4 e NP EN

12620, consistem na classificação das partículas individuais de amostras de agregado grosso, em

função da relação entre o seu comprimento (L) e a espessura (E), medidos com recurso a um

paquímetro. O índice de forma corresponde à massa das partículas, com razão L/E > 3, em

percentagem da massa total seca das partículas ensaiadas.

3.3.3 Composição das misturas

Na definição das composições foram considerados vários tipos e teores de ligante - CEM I

42,5 R; CEM II A-V(85% CEM I 42,5 R + 15% cinzas volantes); CEM II B-V(70% CEM I 42,5 R + 30%

cinzas volantes); CEM II/A-D(1)(94% CEM I 42,5 R + 6% sílica de fumo); CEM II/A-D(2)(91% CEM I

42,5 R + 9% sílica de fumo); CEM IV/A (70% CEM I 42,5 R + 20% cinzas volantes + 10% sílica de

fumo) e CEM IV/B (50% CEM I 42,5 R + 40% cinzas volantes + 10% sílica de fumo) - assim

denominados de acordo com as especificações da norma NP EN 197-1.

O volume de agregado grosso, estipulado em 350 l/m3 para qualquer uma das composições,

encontra-se assim arbitrado de modo a permitir a produção de betões de reduzida massa volúmica

sem que se comprometa a estabilidade das misturas no estado fresco. Note-se que o volume de areia

referido nos quadros corresponde ao volume total utilizado, que na realidade se traduz em 70% de

areia grossa e 30% de areia fina.

Na formulação das misturas, houve o cuidado de produzir betões de igual composição,

ajustando as curvas granulométricas dos diferentes agregados à granulometria de uma agregado de

referência (Leca).

Nos Quadros 9 a 11, encontram-se descritas as diversas misturas preconizadas, para os vários

tipos de agregado e relação a/l em estudo. Para a determinação das composições, recorreu-se ao

método da curva de referência de Faury, tendo também em consideração a exequibilidade dos betões

e o facto de nos BEAL, a resistência e a massa volúmica serem condicionadas pelo tipo e volume de

agregado.

Importa ainda ressalvar que, na produção dos betões de relação a/l 0,35 e 0,45, recorreu-se à

introdução de superplastificante de base policarboxílica na mistura, em percentagens de 0,7 e 0,3%

do teor de ligante, respetivamente.

O cimento utilizado, tipo I 42,5 R, foi produzido pela SECIL na fábrica do Outão, as cinzas

volantes provêm da central termoelétrica de Sines, a sílica de fumo, tal como o superplastificante,

foram fornecidos pela empresa BASF. As principais propriedades destes materiais encontram-se

descritas no Anexo 3, sendo que no Quadro 12 se encontram resumidas algumas das características

físicas, químicas e mecânicas do cimento.

32

Quadro 9 - Composição dos diversos betões de agregado leve Argex

Betão A/L Cimento

Cinzas Volantes

Sílica de Fumo

Teor de Cimento (Kg/m

3)

Vol. Agr. Grosso (l/m

3)

Vol. Areia (l/m

3)

Vol. Água (l/m

3)

Arg

ex

CEM I 0,35 100% - - 450 350 314 157,5

CEM I

0,45

100% - -

400 350

310

180 CEM II/A-V 85% 15% - 304

CEM II/B-V 70% 30% - 297

CEM I 0,55 100% - - 350 350 315 192,5

Quadro 10 - Composição dos diversos betões de agregado leve Lytag

Betão A/L Cimento

Cinzas Volantes

Sílica de Fumo

Teor de Cimento (Kg/m

3)

Vol. Agr. Grosso (l/m

3)

Vol. Areia (l/m

3)

Vol. Água (l/m

3)

Lyta

g

CEM I 0,35 100% - - 450 350 314 157,5

CEM I

0,45

100% - -

400 350

310

180 CEM II/A-V 85% 15% - 304

CEM II/B-V 70% 30% - 297

CEM II/A-D(1) 94% - 6% 307

CEM I 0,55 100% - - 350 350 315 192,5

Quadro 11 - Composição dos betões de agregados naturais e agregados leves Leca e Stalite

Betão A/L Cimento

Cinzas Volantes

Sílica de Fumo

Teor de Cimento (Kg/m

3)

Vol. Agr. Grosso (l/m

3)

Vol. Areia (l/m

3)

Vol. Água (l/m

3)

A.N

/ L

eca

/ S

talite

CEM I

0,35

100% - -

450 350

314

157,5

CEM II/A-V 85% 15% - 307

CEM II/B-V 70% 30% - 300

CEM II/A-D(1) 94% - 6% 311

CEM II/A-D(2) 91% - 9% 309

CEM IV/A 70% 20% 10% 299

CEM IV/B 50% 40% 10% 290

CEM I

0,45

100% - -

400 350

310

180

CEM II/A-V 85% 15% - 304

CEM II/B-V 70% 30% - 297

CEM II/A-D(1) 94% - 6% 307

CEM II/A-D(2) 91% - 9% 305

CEM IV/A 70% 20% 10% 296

CEM IV/B 50% 40% 10% 288

CEM I

0,55

100% - -

350 350

315

192,5

CEM II/A-V 85% 15% - 309

CEM II/B-V 70% 30% - 304

CEM II/A-D(1) 94% - 6% 312

CEM II/A-D(2) 91% - 9% 310

CEM IV/A 70% 20% 10% 303

CEM IV/B 50% 40% 10% 295

33

Quadro 12 - Ficha técnica do cimento (CEM I 42,5 R)

Características Propriedades Método de ensaio Valor

Especificado

Químicas Perda ao fogo NP EN 196-2 ≤ 5%

Resíduo insolúvel NP EN 196-2 ≤ 5% Mecânicas Resis. Compressão (28 dias) NP EN 196-1 ≥42,5 ≤ 62,5 (Mpa)

Físicas Principio de presa NP EN 196-3 ≥ 60 min

3.4 Produção do Betão

3.4.1 Procedimento

Baseado na metodologia utilizada por Bogas (2011), o processo empregue na produção dos

betões visa minimizar os efeitos de absorção de água em betões de agregados leves. O

procedimento de produção e cura do betão é composto pelas fases de pesagem, betonagem,

moldagem e compactação e, finalmente a cura.

3.4.1.1 Pesagem dos constituintes do betão

No decorrer da campanha experimental, procedeu-se invariavelmente à determinação do teor

em água dos agregados grossos de Leca, Stalite e Lytag. Tal deve-se à necessidade de acerto da

água de amassadura, fruto da pré-saturação a que estes agregados foram previamente sujeitos, de

modo a minimizar a absorção de água durante a mistura. A pré-saturação consistiu na submersão

dos agregados durante um período de 24 horas, seguido de secagem com superfície seca e

condicionamento em barricas fechadas.

De modo a confirmar a adequabilidade do método e a garantir reduzidas absorções de água

pelos agregados durante a fase de produção dos betões, foi analisado o teor de água dos agregados

após 30 minutos de mistura. Em geral, verificaram-se variações pouco significativas entre o teor em

água inicial e o teor de água ao fim de 30 minutos, garantindo-se o controlo da quantidade de água e

da relação a/c efetiva das misturas.

3.4.1.2 Betonagem

Finda a pesagem dos constituintes procedeu-se à realização das amassaduras. O

procedimento adotado nas amassaduras é o esquematizado na Figura 20, com exceção dos betões

que contêm sílica de fumo, cuja sequência se encontra ilustrada na Figura 21. Para a produção do

betão recorreu-se à misturadora de eixo vertical fixo e descarregamento de fundo, ilustrada na Figura

19.

34

Figura 19 - Misturadora de eixo vertical com amassadura em progresso

Imediatamente antes do inicio das amassaduras, procedeu-se ao barramento da misturadora

com argamassa de modo a reduzir perdas. Após a mistura, todos os betões produzidos foram sujeitos

ainda a misturação manual adicional, de modo a garantir uma maior homogeneidade da mistura.

Figura 20 - Procedimento geral das amassaduras

Figura 21 - Procedimento de amassaduras com sílica de fumo como adição

35

3.4.1.3 Moldagem e compactação

Após a realização dos ensaios do betão no estado fresco, procedeu-se à betonagem dos

moldes plásticos e à respetiva compactação com recurso a vibrador de agulha, como se ilustra na

Figura 22. A vibração foi realizada de acordo com a norma NP EN 12390-2 (2000). Na vibração dos

BEAL, nomeadamente os de menor massa volúmica, foi ajustado o tempo de vibração de modo a

evitar a ocorrência de segregação, sem que no entanto se comprometesse a compacidade da

mistura. Em geral, o tempo de vibração demorou entre cerca de 10 a 20s.

Os provetes assim produzidos permaneceram no interior dos moldes, cobertos por película

plástica, durante sensivelmente 24 horas, de molde a limitar os efeitos da retração plástica, período

após o qual se procedeu à desmoldagem dos mesmos.

Para os ensaios de compressão foram produzidos três provetes cúbicos de 15 cm de aresta

para cada composição estudada. Para os ensaios de absorção capilar produziu-se um provete

cilíndrico de 15 cm de diâmetro e 30 cm de aresta para cada um das composições, tendo-se também

produzido um provete cilíndrico de 10,5 cm de diâmetro e 25 cm de altura para cada composição para

os ensaios de penetração de cloretos, e outro com igual geometria para os ensaios de resistividade

elétrica. Para a determinação da massa volúmica das misturas foram produzidos 2 provetes cúbicos

de 10 cm de aresta para cada composição.

Figura 22 - Vibração de betão em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha

3.4.1.4 Cura

Após a desmoldagem, procedeu-se à identificação dos provetes, seguindo-se a colocação em

cura (Figura 23), de acordo com o mencionado no Quadro 13, em função dos diferentes tipos de

ensaios realizados.

36

Figura 23 - Provetes em camara de cura húmida

Quadro 13 - Descrição das dimensões físicas dos provetes e condições de cura referentes ao diferentes ensaios em estado endurecido

Ensaio Tipo de molde Dimensões do provete

(cm) Processo de cura

Absorção de água - capilaridade

Cilindro plástico 15 x 30 Corte

(15 x 5)

Cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa a 95%;Corte; 7 dias em câmara seca com temperatura a 22± 2 ºC e humidade relativa a 50 ±

5%; 3 dias em estufa a 60 ºC ; 10 dias em estufa a 60 ºC com

espécimes envolvidos em celofane; 1 dia a temperatura de

ambiente de ensaio

Resistência à compressão Cubo plástico 15 x 15 x 15 Cura em câmara húmida com

humidade relativa a 95%

Resistência à penetração de cloretos

Cilindro em PVC 10,5 x 25

Corte (10,5 x 5)

Cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa

a 95%; Corte; 21 dias em câmara seca com temperatura a 22 ± 2 ºC e humidade relativa a

50 ± 5%

Resistividade Cilindro em PVC 10,5 x 25

Corte (10,5 x 5)

Cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa

a 95%; Corte; 14 dias em câmara húmida com humidade

relativa a 95%; 7 dias em câmara seca com temperatura a 22 ± 2 ºC e humidade relativa a

50 ± 5%

3.6 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Fresco

Seguidamente, apresenta-se a metodologia utilizada na realização dos ensaios de

caracterização dos betões no estado fresco, que foram adotados no presente trabalho.

37

3.6.1 Ensaio de abaixamento

Definido na norma NP EN 12350-2 (2002), o ensaio de abaixamento consiste no

preenchimento de um molde troco cónico de 30 cm de altura, aberto nas duas extremidades, seguido

de compactação por apiloamento em três camadas, após a qual se procede à remoção do molde na

vertical. Findo o processo, é registado o valor de abaixamento do betão, dado pela diferença entre a

altura do molde e a face superior da amostra. Segundo a norma NP EN 206-1 (2005), dada a

variabilidade do ensaio, nos betões em que se verifique que o valor de abaixamento registado não se

situe entre 10 a 210 mm, o ensaio não deverá ser considerado. Este ensaio encontra-se ilustrado na

Figura 24.

Figura 24 - Ensaio de abaixamento do betão

3.6.2 Ensaio de determinação da massa volúmica fresca

Realizado segundo a norma NP EN 12350-6 (2002), o ensaio de massa volúmica do betão em

estado fresco consiste no enchimento e compactação por vibração em duas camadas, de um balde

de 10 l de capacidade. Posteriormente é registada a massa e determinada a massa volúmica do

betão fresco.

3.7 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Endurecido

Nesta secção procura-se descrever o procedimento experimental utilizado na realização dos

ensaios de caracterização mecânica do betão, nomeadamente o de resistência à compressão, e de

38

durabilidade, neste caso, absorção capilar, resistividade e resistência à penetração acelerada de

cloretos (RCMT). As condições de cura dos betões, referentes aos ensaios que seguidamente se

expõem, já se encontram descritas no presente documento, vide capítulo 3.4.1.4.

3.7.1 Determinação da massa volúmica do betão em estado endurecido

A massa volúmica do betão no estado endurecido foi determinada de acordo com a norma NP

EN 12390-7 (2001) tendo-se, para o efeito, procedido à pesagem dos provetes ao ar, mar, e imersos

em água, mágua, sendo esta propriedade dada pela expressão (3.3)

- (3.3)

onde;

- massa volúmica

- massa dos provetes ao ar

- massa dos provetes imersos em água

3.7.2 Ensaio de resistência à compressão

Os ensaios de resistência à compressão (Figura 25), realizados segundo as especificações da

norma NP EN 12390-3 (2001), foram efetuados na prensa TONI PACT 3000, com capacidade de

carga até 3000 KN, e controlo de força através da unidade FORM+TEST SEIDNER. Os ensaios

foram efetuados aos 28 dias, tendo-se ensaiado três provetes cúbicos de 15 cm de aresta, por cada

composição estudada. Os ensaios foram realizados para uma velocidade de carga de 13,5 KN/s.

Figura 25 - Provete submetido a ensaio de resistência à compressão

3.7.3 Ensaio de absorção capilar

Os ensaios de absorção capilar (Figura 26) foram realizados de acordo com a especificação E

393 (1993). Estes ensaios consistem basicamente na colocação de uma das extremidades do provete

em contacto direto com uma lâmina de 5mm de água, seguindo-se o registo periódico do incremento

de massa do espécime, bem como da altura de ascensão capilar, resultante da absorção de água. Os

39

ensaios têm a duração de 72 horas, tendo-se procedido ao registo dos valores observados aos 10,

20, 30, e 60 minutos e 3, 6, 24 e 72 horas, respetivamente. Embora não se encontrem previstas na

norma as medições nos períodos iniciais (10, 20, 30 e 60 min), estes foram considerados de modo a

possibilitar a definição de coeficientes de absorção na fase inicial do ensaio.

Para cada composição foram ensaiados 3 espécimes de 150 mm de diâmetro e 50 mm de

espessura, resultantes do corte de cilindros de 300 mm de comprimento. Ressalva-se ainda que, ao

invés do sugerido pela especificação E 393, optou-se pela utilização provetes com 50 mm de altura,

tal como proposto noutras publicações (TC116-PCD 1999).

Para cada composição, foi ainda definido o coeficiente de absorção capilar, que resulta da

regressão linear com √t, dada pelos valores registados entre os 20 minutos e as 6 horas de ensaio,

sendo o coeficiente de absorção final, o resultado da média dos 3 valores obtidos para cada uma das

composições. Os ensaios foram realizados aos 28 dias, após o procedimento de cura indicado no

Quadro 13.

Figura 26 - Ensaio de absorção capilar

3.7.4 Ensaio de avaliação da resistividade elétrica

Os ensaios de determinação da resistividade elétrica, efetuados de acordo com a proposta de

norma europeia apresentada pelo grupo Chlortest (2005), bem como com manual DURAR (2000) e a

recomendação técnica TC 154 da RILEM (Polder, 2000), consistem na colocação de uma placa de

cobre, em ambas as extremidades do provete, através das quais se aplica um potencial elétrico de 60

V (CC), seguindo-se o registo da corrente elétrica que atravessa o provete. Para a colocação das

placas de cobre em contacto com as faces do provete, recorreu-se a duas esponjas humedecidas em

água, comprimidas por um peso de 2 Kg. Com base nos valores registados, procede-se ao cálculo da

resistividade elétrica dos provetes, dada pela expressão (3.4), tendo-se o cuidado de descontar a

resistência das esponjas, obtida por um procedimento idêntico ao descrito para os provetes.

(3.4)

40

onde;

- Resistividade elétrica ;

- Intensidade de corrente

- Voltagem aplicada

- Área do provete

- Comprimento do provete

Os ensaios foram realizados aos 28 dias, em provetes de 50 mm de espessura e 105 mm de

diâmetro. Os betões foram previamente condicionados em água até aos 28 dias e de acordo com o

indicado no Quadro 13, seguindo-se a colocação dos provetes numa câmara de vácuo e imersão em

água destilada durante 24 horas.

3.7.5 Ensaio de resistência à penetração acelerada de cloretos (RCMT)

O ensaio acelerado de migração de cloretos em regime não estacionário (Figura 27), realizado

de acordo com a especificação E 463 (2004), é baseado na norma NTBUILD492 (1999).

Basicamente, o ensaio consiste na medição da profundidade de penetração evidenciada pelo

provete, fruto da migração forçada de iões resultante da imposição de uma diferença de potencial de

10 a 60V. A diferença de potencial aplicada, tal como a duração do ensaio, são as sugeridas na

especificação E 463 (2004), sendo função da qualidade e composição do betão e da corrente inicial.

Para cada uma das diferentes composições, foram ensaiados 3 espécimes de 105 mm de

diâmetro e 50 mm de espessura, resultantes do corte de cilindros de 25 cm de comprimento.

De modo a possibilitar a medição da profundidade de penetração recorreu-se a um método

clorimétrico, que consiste na pulverização das faces seccionadas do provete com solução de nitrato

de prata, tal como ilustrado na Figura 28.

O coeficiente de difusão de cloretos, obtêm-se por meio da aplicação da expressão (3.5).

(3.5)

onde;

e

- Coeficiente de difusão em regime não estacionário

- Valor absoluto de valência do ião, para cloretos

- Constante de Faraday,

41

- Valor absoluto da diferença de potencial

- Constante dos gases perfeitos,

- Valor médio da temperatura inicial e final da solução anódica

- Espessura do provete

- Valor médio da profundidade de penetração

- Duração do ensaio

- Inverso da função de erro

- Concentração de cloro a partir da qual o nitrato de prata precipita,

- Concentração de iões de cloro na solução catódica,

Antes da realização do ensaio, os provetes foram curados até aos 28 dias, de acordo com o

referido no Quadro 13, seguindo-se a pré-saturação em vácuo durante três horas, após as quais se

introduz solução de hidróxido de cálcio na bomba de vácuo, mantendo-se esta em funcionamento

durante mais uma hora. Os provetes são posteriormente ensaiados, 24 horas depois de se ter

iniciado o pré-condicionamento.

Figura 27 - Ensaio de penetração de cloretos

Figura 28 - Espécimes seccionados com nitrato de

prata

42

4. Apresentação de Resultados

No seguimento daquilo que foi exposto anteriormente, o presente capítulo insere-se no âmbito

da apresentação e discussão dos resultados obtidos nos ensaios efetuados na campanha

laboratorial, com vista à caracterização da resistência à penetração de cloretos em BEAL, por

comparação com os betões correntes, BAN.

4.1 Caracterização dos betões no estado fresco

Os resultados referentes aos ensaios de massa volúmica fresca e abaixamento apresentam-se

no Quadro 14.

Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões

A/L A/C Betão Adição

ρfresca ρseca fc28d fc28d/ ρseca Abaix.

kg/m3 kg/m

3 Mpa x10

3m cm

A.N

0,35

0,35 CEM I 0% 2390,1 2298,7 76,3 3,3 14

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 2351,6 2228,1 68,1 3,1 13

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 2361,6 2234,0 63,7 2,9 15

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 2352,9 2241,4 74,3 3,3 14

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 2324,7 2258,5 84,2 3,7 10

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 2302,3 2225,7 71,4 3,2 13

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 2284,2 2210,6 58,2 2,6 15

0,45

0,45 CEM I 0% 2367,4 2219,5 57,7 2,6 13

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 2343,1 2188,9 51,4 2,4 19

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 2326,8 2202,7 48,7 2,2 11

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 2307,6 2174,5 59,8 2,7 12

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 2281,5 2162,8 58,8 2,7 14

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 2253,3 2146,5 48,5 2,3 13

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 2218,8 2126,8 38,0 1,8 16

0,55

0,55 CEM I 0% 2199,5 - 47,8 - -

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 2370,1 2219,2 44,1 2,0 9

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 2336,3 2203,4 36,0 1,6 10

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 2322,7 2186,8 47,0 2,1 2

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 2300,7 2166,3 45,0 2,1 2

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 2323,3 2178,6 40,1 1,8 3

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 2305,4 2135,2 25,9 1,2 5

43

Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões (Continuação)

A/L A/C Betão Adição

ρfresca ρseca fc28d fc28d/ ρseca Abaix.

kg/m3 kg/m

3 Mpa x10

3m cm

Le

ca

0,35

0,35 CEM I 0% 1899,6 1697,5 45,7 2,7 13

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 1903,1 1666,7 40,4 2,4 15

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 1823,6 1617,3 35,4 2,2 14

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 1945,2 1717,5 43,9 2,6 11

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 1905,8 1652,0 41,4 2,5 13

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1891,3 1627,7 39,2 2,4 18

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1762,8 1581,9 29,3 1,9 18

0,45

0,45 CEM I 0% 1886,8 1656,5 37,6 2,3 14

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 1830,4 1594,4 33,5 2,1 18

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 1958,1 1600,4 32,5 2,0 14

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 1778,7 1601,1 34,4 2,2 13

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 1803,0 1581,2 33,3 2,1 16

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1853,5 1560,1 30,2 1,9 12

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1795,3 1551,4 26,9 1,7 9

0,55

0,55 CEM I 0% 1626,9 - 33,8 - 9

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 1900,0 1621,5 28,7 1,8 18

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 1934,2 1593,4 25,2 1,6 16

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 1874,1 1595,2 31,3 2,0 10

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 1844,7 1574,3 29,8 1,9 8

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1877,1 1570,7 26,1 1,7 8

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1860,7 1563,7 16,9 1,1 10

Sta

lite

0,35

0,35 CEM I 0% 1988,7 1893,5 66,8 3,5 18

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 1929,8 1830,7 54,2 3,0 18

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 1912,2 1824,2 44,9 2,5 18

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 1944,9 1869,4 65,3 3,5 17

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 1943,7 1831,4 61,3 3,3 18

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1871,6 1784,8 52,9 3,0 12

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1871,1 1761,9 42,3 2,4 13

0,45

0,45 CEM I 0% 1960,9 1793,7 49,9 2,8 12

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 1930,1 1790,1 44,3 2,5 12

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 1989,6 1795,0 40,1 2,2 9

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 1892,7 1763,5 45,7 2,6 12

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 1904,6 1750,1 43,8 2,5 13

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1903,1 1711,6 40,4 2,4 18

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1863,7 1673,9 28,6 1,7 17

0,55

0,55 CEM I 0% 1832,4 - 44,5 - 13

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 1965,3 1803,1 36,7 2,0 11

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 1957,9 1772,1 29,2 1,6 9

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 1939,8 1757,7 42,4 2,4 6

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 1915,6 1743,9 39,9 2,3 5

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1973,9 1777,1 32,3 1,8 3

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1933,3 1733,0 21,3 1,2 4

44

Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões (Continuação)

Os valores de abaixamento enquadram-se, no geral, entre 12 a 16 cm, a que corresponde a

classe de abaixamento S3. Não obstante, constata-se que em várias das misturas onde foi

incorporada sílica de fumo, os valores de abaixamento tendem a ser inferiores aos atrás

mencionados. Tal, deve-se ao efeito da adição de sílica, que retém água de amassadura, fruto da sua

elevada superfície específica, retirando assim fluidez à mistura. Este efeito é especialmente visível

nas misturas de relação a/l=0,55, onde não é feito qualquer ajuste de consistência com recurso a

superplastificante.

Outros valores de abaixamento, fora do intervalo referido, foram registados em betões

contendo cinzas volantes como adição. Estes valores, desta feita superiores, devem-se ao efeito que

a adição das cinzas pode ter no aumento de plasticidade e coesão do betão, incrementando deste

modo a trabalhabilidade da mistura (ACI232R-03 2003, Malhotra 1993, Siddique 2004, Ferraris, et al.

2001).

4.2 Resistência à compressão e massa volúmica

Os ensaios de resistência à compressão foram efetuados de acordo com o procedimento

descrito no capítulo 3.7.2, enquadrado pela norma NP EN 12390-3 (2001). No Quadro 14 encontram-

se resumidas as principais propriedades físicas e mecânicas dos betões estudados, incluindo os

resultados dos ensaios de compressão, realizados aos 28 dias.

A/L A/C Betão Adição

ρfresca ρseca fc28d fc28d/ ρseca Abaix.

kg/m3 kg/m

3 Mpa x10

3m cm

Ly

tag

0,35 0,35 CEM I

0% 2010,4 1790,9 49,7 2,8 17

0,45

0,45 CEM I 0%

1996,9 1733,2 41,2 2,4 13

0,53 CEM II/A-V 15%Cz

1943,3 1676,1 37,1 2,2 18

0,64 CEM II/B-V 30%Cz

1947,1 1700,5 36,8 2,2 13

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF

1912,3 1690,1 38,4 2,3 13

0,55 0,55 CEM I

0% 1746,3 - 36,2 - 5,5

Arg

ex

0,35 0,35 CEM I

0% 1676,2 1602,1 31,0 1,9 13

0,45

0,45 CEM I 0%

1635,9 1522,9 26,1 1,7 15

0,53 CEM II/A-V 15%Cz

1579,2 1430,0 23,7 1,7 17

0,64 CEM II/B-V 30%Cz

1608,3 1484,8 22,6 1,5 13

0,55 0,55 CEM I

0% 1518,4 - 23,6 - 13

45

Os resultados obtidos comprovam a abrangência do estudo efetuado, tendo-se registado

valores de resistência à compressão entre 22,6 e 84,2 MPa e de massa volúmica seca entre 1580 e

2390 kg/m3. As misturas de agregados naturais, com massa volúmica acima dos 2000 kg/m

3,

englobam betões enquadrados nas classes de resistência entre C25/30 e C80/95. Por sua vez, os

BEAL ensaiados enquadram-se nas classes de resistência LC 20/22 a LC60/66 e classes de massa

volúmica entre D1,6 e D2,0.

A análise do Quadro 14 permite concluir que, tal como esperado, a eficiência estrutural

decresce à medida que se incrementa a relação a/l das misturas. De facto, os valores mais elevados

de eficiência estrutural são verificados para uma relação a/l de 0,35, independentemente do tipo de

agregado e de ligante. De entre as misturas com relação a/l = 0,35, constata-se que a eficiência

estrutural dos betões de agregados naturais e Stalite é sensivelmente idêntica, com valores máximos

de 3,7x103 e 3,5x10

3 m, respetivamente, seguindo-se os betões com Lytag, Leca e Argex, por ordem

decrescente de eficiência.

Nas misturas com a/l = 0,45, os betões de Stalite são aqueles que apresentam eficiência

estrutural superior (2,8x103m), ainda que, no geral, os valores deste parâmetro sejam relativamente

equiparáveis entre os betões ensaiados, exceção feita aos de Argex. O mesmo se aplica às misturas

de relação a/l = 0,55, onde mais uma vez se reforça a superioridade, ainda que ligeira, dos betões de

Stalite face aos restantes. Para estas misturas, os betões com Lytag já foram igualmente capazes de

conduzir a eficiências estruturais superiores à dos BAN de igual composição.

Atendendo ao exposto, parece evidente que à medida que a relação a/l aumenta, o tipo de

agregado utilizado deixa de ser o principal fator condicionante da resistência à compressão do betão,

passando esta a ser regulada, também, pela qualidade da pasta. Nos betões de relação a/l mais

elevada, especialmente os de al/ = 0,55, existe uma contribuição mais importante da resistência da

argamassa e a redução da resistência dos BEAL face aos BAN de igual composição é menos

relevante. No caso dos betões com Argex, a capacidade resistente dos agregados é de tal modo

baixa que a rotura dos betões ocorre sempre pelos agregados, independentemente das relações a/l

analisadas.

No que respeita às adições, é evidente que a adição de sílica de fumo conduz a betões de

resistência e eficiência estrutural igual ou superior às dos betões de cimento tipo I. Por sua vez, a

utilização de cinza em substituição de cimento, bem como as misturas ternárias, promoveram uma

redução na resistência à compressão aos 28 dias.

Em suma, atendendo ao mencionado, pode concluir-se que os agregados de Stalite estão

vocacionados para a produção de betões de elevada resistência, os de Leca e Lytag para

resistências moderadas e os de Argex para baixa resistência.

46

4.3 Absorção capilar

Os ensaios de absorção capilar, tal como descrito no capítulo 3, foram realizados aos 28 dias e

de acordo com o procedimento indicado na especificação LNEC E393 (1993) e especificação E464

(1993). Os valores relativos à absorção inicial (10 minutos), absorção a longo-prazo (72 h) e

coeficiente de absorção, apresentam-se no Quadro 15 e Figuras 29 a 32. Em anexo apresentam-se

as várias curvas de absorção em função da raiz do tempo, obtidas para cada uma das composições

estudadas.

Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar

Sta

lite

A/L A/C Betão Adição Absorção Média (Kg/m

2) Coeficiente Absorção

10 min 72 h (x10-3

m/min0,5

)

0,35

0,35 CEM I 0%

0,3 1,8 38,9

0,41 CEM II/A-V 15%Cz

0,3 2,0 51,2

0,50 CEM II/B-V 30%Cz

0,4 2,1 55,9

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF

0,2 1,6 32,5

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF

0,2 1,4 30,7

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz

0,3 1,7 42,2

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz

0,3 1,9 51,3

0,45

0,45 CEM I 0%

0,4 3,3 65,7

0,53 CEM II/A-V 15%Cz

0,5 3,5 75,8

0,64 CEM II/B-V 30%Cz

0,6 4,0 93,1

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF

0,4 3,5 80,2

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF

0,4 3,3 68,7

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz

0,4 3,1 73,9

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz

0,6 5,3 127,23

0,55

0,55 CEM I 0%

0,6 3,8 82,9

0,65 CEM II/A-V 15%Cz

0,7 4,6 101,3

0,79 CEM II/B-V 30%Cz

0,9 5,4 126,5

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF

- - -

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF

0,6 5,5 111,83

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz

0,7 6,1 149,5

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz

0,9 7,2 236,1

47

Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar (continuação) A

.N

A/L A/C Betão Adição Absorção Média (Kg/m

2) Coeficiente Absorção

10 min 72 h (x10-3

m/min0,5

)

0,35

0,35 CEM I 0% 0,2 1,9 42,2

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 0,3 2,3 56,4

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 0,3 2,5 61,6

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,2 1,7 39,7

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,2 1,2 28,9

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,2 1,7 43,3

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,3 2,5 63,3

0,45

0,45 CEM I 0% 0,4 3,0 71,7

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,4 3,2 75,1

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,4 4,5 109,1

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,3 3,2 69,0

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,4 2,9 63,9

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,4 3,4 80,0

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,5 4,8 104,8

0,55

0,55 CEM I 0% 0,5 3,9 87,0

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 0,6 5,4 131,7

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 1,0 5,8 154,7

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,5 4,7 107,9

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,6 5,1 118,2

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,6 5,3 124,9

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1,0 6,7 227,3

Le

ca

0,35

0,35 CEM I 0% 0,3 1,8 39,5

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 0,4 2,9 68,7

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 0,5 3,4 82,4

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,3 1,6 35,8

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,3 1,3 28,5

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,4 1,9 44,3

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,4 2,2 51,9

0,45

0,45 CEM I 0% 0,5 3,7 81,9

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,5 3,8 81,5

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,7 4,6 107,7

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,5 2,9 62,4

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,4 3,2 64,8

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,5 2,8 62,9

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,7 -79,7 117,8

0,55

0,55 CEM I 0% 0,6 3,9 83,2

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 0,7 5,5 116,0

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 0,8 7,0 149,9

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,6 5,2 106,6

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,5 4,7 107,9

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,7 5,4 115,6

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1,0 8,0 199,8

48

Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar (continuação)

Ly

tag

A/L A/C Betão Adição Absorção Média (Kg/m

2) Coeficiente Absorção

10 min 72 h (x10-3

m/min0,5)

0,35 0,35 CEM I 0% 0,6 2,9 53,2

0,45

0,45 CEM I 0% - - 90,5

0,53 CEM II/A-V 15%Cz - - -

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 1,0 6,4 128,9

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF - - -

0,55 0,55 CEM I 0% - - -

Arg

ex

0,35 0,35 CEM I 0% 0,3 2,2 47,9

0,45

0,45 CEM I 0% - - 84,7

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,4 4,1 87,4

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,5 5,3 121,6

0,55 0,55 CEM I 0% 0,6 5,4 131,8

Figura 29 - Coeficientes de absorção em betões de CEM I

Figura 30 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de cinzas

0

20

40

60

80

100

120

140

A.N

0,35

Leca

0,35

Stalite

0,35

Lytag

0,35

Argex

0,35

A.N

0,45

Leca

0,45

Stalite

0,45

Lytag

0,45

Argex

0,45

A.N

0,55

Leca

0,55

Stalite

0,55

Argex

0,55

Co

ef. a

bso

rçã

o

(x1

0-3

mm

/min

0,5

)

Argex 0,35

Argex 0,45

Argex 0,55

a/c=0,35

a/c=0,45

a/c=0,55

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

Coef

. ab

sorç

ão

(x10

-3 m

m/m

in0,5

)

Leca 15%

Leca 15%

Leca 15%

a/l = 0,45

a/l = 0,55

a/l = 0,35

49

Figura 31 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de sílica de fumo

Figura 32 - Coeficientes de absorção em misturas ternárias ( 10% sílica + 20 %ou 40% de cinzas)

4.3.1 Discussão de resultados

Para as diferentes misturas foram obtidos coeficientes de absorção entre 0,0285 e 0,236

mm/min0,5

, a que correspondem betões de reduzida a elevada qualidade, de acordo com a

classificação proposta por Browne (1991) e pelo Quadro 15, o que demonstra a abrangência do

estudo realizado. Conforme seria de esperar, os betões de menor compacidade (maior relação a/l)

apresentam os coeficientes de absorção mais elevados (Figuras 29 a 32). Nos betões produzidos

apenas com cimento Tipo I, o coeficiente de absorção variou entre 0,039 a 0,053 mm/min0,5

para

a/c=0.35, entre 0,066 a 0,091 mm/min0,5

para a/c=0.45 e entre 0,083 a 0,132 mm/min0,5

para

a/c=0.55, sendo que apenas nestes últimos betões de menor compacidade são atingidas misturas de

apenas média qualidade, de acordo com Browne (1991) (Quadro 16). Dos resultados obtidos, conclui-

se que tal como sucede para os BAN, o ensaio de absorção capilar permite diferenciar e hierarquizar

de forma inequívoca betões de diferente qualidade.

0

20

40

60

80

100

120

140

Coef.

ab

sorção (

x10

-3 m

m/m

in0,5

)

Leca 6%

Leca 6%

Leca 6%

a/l = 0,35

a/l = 0,45

a/l = 0,55

0

50

100

150

200

250

Coef.

ab

sorção (

x10

-3 m

m/m

in0,5

)

Leca 10%+20%

Leca 10%+20%

Leca 10%+20%

a/l = 0,35

a/l = 0,45

a/l = 0,55

50

Quadro 16- Relação entre a qualidade do betão e o coeficiente de absorção (Browne, 1991)

Qualidade do betão Coeficientes absorção, S (mm/min0,5

)

Elevada < 0,1

Média 0,1 <S< 0,2

Reduzida > 0,2

4.3.1.1 Influência do tipo de agregado

De um modo geral, verifica-se que o coeficiente de absorção tende a ser idêntico para um dado

tipo de ligante e relação a/l, independentemente do tipo de agregado utilizado. Resultados

semelhantes foram obtidos por Bogas et al. (2014) tendo em conta betões de moderada a elevada

resistência produzidos com diferentes tipos de agregados leves. A semelhança entre os diferentes

coeficientes de absorção foi atribuída pelo autor ao facto dos agregados leves apresentarem uma

estrutura porosa mais grosseira do que a pasta circundante, promovendo, como tal, uma quebra da

taxa de absorção.

No entanto, verifica-se uma ligeira tendência para os agregados leves cuja porosidade é mais

facilmente acessível, em especial os agregados de Argex e Lytag, apresentarem coeficientes de

absorção superiores. Constatações semelhantes foram obtidas por Bogas et al. (2014), que verificam

que os agregados de estrutura mais aberta e pelicula superficial das partículas de menor

compacidade tendem a participar de forma mais relevante na absorção.

Tendo em consideração os agregados leves utilizados no presente trabalho, o agregado de

Lytag é o único que, fruto do seu processo de fabrico, não apresenta uma película de proteção mais

compacta na sua superfície, o que facilita a taxa de absorção para o interior das partículas. Por sua

vez, a Argex é o agregado que possui maior volume de porosidade aberta, sendo caracterizado por

apresentar elevada fissuração na superfície das partículas. Assim, existe uma maior participação

deste tipo de agregados na absorção, assumindo maior importância nas partículas junto à superfície

da base inferior dos espécimes em contacto com a água. Este fenómeno pode ser confirmado no

Quadro 15, onde se verifica que a absorção inicial após 10 minutos é superior nos betões com Lytag,

seguido dos betões com Argex. De facto, os ensaios são realizados sobre espécimes seccionados

onde as partículas porosas ficam em contacto direto com a água, permitindo uma taxa de absorção

inicial superior, bem como uma maior área disponível para a penetração de água para o interior do

betão.

A maior participação destes agregados (Argex e Lytag) na absorção tende a assumir maior

influência em pastas menos compactas onde a estrutura porosa é mais aberta. Por esse motivo,

verifica-se que a diferença de absorção para os diferentes tipos de agregados tende a aumentar nos

betões de maior relação a/l. Nestes betões, a pasta é caracterizada por uma elevada porosidade e

grande conectividade entre poros. Assim sendo, é de esperar que a qualidade das zonas de interface

seja mais reduzida nestas misturas, possibilitando uma maior acessibilidade da água ao interior dos

51

agregados, particularmente aqueles que possuem uma porosidade mais facilmente acessível, como é

o caso do Lytag e, em menor escala, da Argex. Tal como referido, os coeficientes de absorção

obtidos são tanto mais elevados quanto maior a relação a/l, o que comprova a perda de qualidade da

pasta com o incremento da relação a/l.

Em termos gerais, verifica-se que o fenómeno de absorção é regulado fundamentalmente pela

compacidade e grau de porosidade da pasta. Assim se explicam as semelhanças entre os resultados

dos betões com agregados naturais e agregados leves de menor porosidade. Inclusivamente, de

acordo com a Figura 29, os BEAL com Leca, pontualmente, e os BEAL com Stalite, na generalidade

dos casos, apresentam coeficientes de absorção inferiores aos registados para os BAN de referência.

Estes resultados deverão estar, em parte, relacionados com a melhor qualidade das zonas de

interface no BEAL, e ainda com o efeito de cura interna providenciado pelos agregados leves. A

constância de resultados evidenciada pelos BEAL de Stalite, que remete para um melhor

desempenho destes betões face aos restantes, leva a crer que para além dos aspetos referidos, a

participação da Stalite na absorção deverá ser desprezável. De facto, é possível verificar que mesmo

a absorção a longo-prazo (72h) tende a ser menor nos betões com Stalite do que nos BAN (Quadro

15). Para tal, deverá igualmente contribuir a fraca conectividade entre os poros existente no agregado

de Stalite.

Ao contrário do sugerido por Bogas (2011) e Liu et al. (2010), a análise das curvas de

absorção, apresentadas no Anexo 1, permite verificar que, na generalidade dos casos, a absorção

inicial nos primeiros minutos é semelhante entre os BEAL e os BAN. De facto, tal como referido, seria

espectável que a absorção inicial, sobretudo nos primeiros 10 min, fosse superior nos BEAL, visto

que os provetes foram obtidos através do seccionamento de espécimes de maior dimensão. Estes

cortes, ao exporem a elevada porosidade interior deste tipo de agregados, podem disponibilizar uma

maior área para o ingresso de água no interior do betão. Porém, conforme referido, esse fenómeno é

apenas mais evidente nos betões com agregados de porosidade mais facilmente acessível (Argex,

Lytag). Ainda assim, analisando a absorção a longo prazo (72 h) verifica-se que existe lentamente

uma progressiva participação dos agregados leves na absorção, tendendo para uma relação direta

entre o nível de absorção final e a porosidade total dos betões. Mais uma vez, essa participação é

mais notória quanto maior for a porosidade do agregado e menor a qualidade da pasta.

4.3.1.2 Influência do tipo de adição

A análise da Figura 30 permite verificar que a substituição de cimento por cinzas volantes

conduz ao aumento dos coeficientes de absorção, para qualquer uma das relações a/l em estudo.

Este acréscimo de absorção tende a aumentar com o incremento da percentagem de substituição de

cimento por cinzas, tal como é visível nas Figuras 33 a 35. Ibrahim e Basher (2004) reportam

igualmente absorções capilares superiores em BEAL com 30% de cinzas, também ensaiados aos 28

dias. De facto, devido à sua baixa reatividade pozolânica (vide capítulo 4.2), a substituição de cimento

por cinzas não conduz ao nível de refinamento e adensamento da microestrutura da pasta que seria

52

expectável. Assim, a cinza deverá ter contribuído essencialmente como material de filer, assumindo

menor relevância na formação de C-S-H adicional. No entanto, será expectável que a progressão

lenta das reações pozolânicas conduza a desempenhos mais elevados a longo prazo. Ainda assim, é

possível verificar, por comparação de betões com diferente a/l, que para idêntica relação a/c, a

incorporação adicional de cinzas contribui para uma ligeira redução do coeficiente de absorção

(Quadro 15).

Figura 33 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,35)

Figura 34 -Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,45)

Figura 35 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,55)

Na generalidade dos casos, a substituição de cimento por diferentes percentagens de sílica de

fumo conduziu, à redução dos coeficientes de absorção dos espécimes, tal como se comprova nas

Figuras 36 a 38. De facto, vários autores reportam melhores desempenhos em BEAL com sílica de

fumo do que sem esta adição (Zhang e Gjorv 1991, Kiliç et al. 2003, Chen e Liu 2008).

Excetua-se o caso dos betões com relação a/l superior a 0,45 e betões com Lytag, onde a

substituição de cimento por sílica fumo não foi efetiva. O mesmo se constatou nos resultados

referentes à resistência à compressão, o que confirma existir uma maior dificuldade de dispersão e

efetivação da sílica de fumo neste tipo de betões.

Tendo em consideração os resultados obtidos, em especial para os betões com Leca, é

possível concluir que a sílica de fumo consegue ser efetiva no refinamento da microestrutura dos

0

20

40

60

80

100

0 15 30

Coef.

ab

sorção

(x10

-3 m

m/m

in0

,5)

% Cinzas

N.A 0,35

Leca 0,35

Stalite 0,35 0

20

40

60

80

100

120

140

0 15 30

Coef.

ab

sorção

(x10

-3 m

m/m

in0

,5)

% Cinzas

N.A 0,45

Leca 0,45

Stalite 0,45

Lytag 0,45

Argex 0,45

0

50

100

150

200

0 15 30

Coef.

ab

sorção

(x10

-3 m

m/m

in0

,5)

% Cinzas

N.A 0,55

Leca 0,55

Stalite 0,55

53

BEAL. Porém, constatou-se ao longo do trabalho que tende a ser mais difícil garantir uma melhor

dispersão e eficiência nos betões com agregados leves. Vieira (2003) e Bogas (2011) verificaram em

microscópio eletrónico a aglomeração de partículas de sílica na mistura, o que dificulta a capacidade

de nucleação dos produtos de hidratação e o efeito de refinamento. Por outro lado, dado que os

BEAL já apresentam, à partida, zonas de transição de boa qualidade, apenas se pode esperar um

ligeiro melhoramento dessa região com a adição de sílica fumo (ACI 213 R 2003). Esse pode ser um

motivo de se observar uma maior melhoria nos betões com agregados de superfície mais lisa (Leca).

O mesmo é sugerido por Sarkar et al. (1992). Tal como salientado por Neville (1995), uma das

principais contribuições da sílica de fumo consiste no adensamento e melhoramento da qualidade da

zona de transição agregado-pasta.

Figura 36 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,35)

Figura 37 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,45)

Figura 38 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,55)

É também visível que, na maioria das misturas, o aumento da percentagem de sílica de fumo

conduz, ainda que de forma não significativa, a reduções nos coeficientes de absorção.

Parece evidente, sobretudo para as composições de menor relação a/c, que a sílica, fruto da

sua elevada reatividade pozolânica, provoca um maior refinamento e densificação da estrutura

porosa da pasta. Não obstante, nos betões de maior relação a/l, o efeito de filer e a reatividade

0

10

20

30

40

50

0 6

Coef.

ab

sorção

(x10

-3 m

m/m

in0

,5)

% Sílica de fumo

N.A 0,35

Leca 0,35

Stalite 0,35

9

0

20

40

60

80

100

0 6

Coef.

ab

sorção

(x10

-3 m

m/m

in0

,5)

% Sílica de fumo

N.A 0,45

Leca 0,45

Stalite 0,45

9

0

20

40

60

80

100

120

140

0 6

Coef.

ab

sorção

(x10

-3 m

m/m

in0

,5)

% Sílica de fumo

N.A 0,55

Leca 0,55

Stalite 0,55

9

54

pozolânica da sílica deverá ser insuficiente para preencher, ou pelo menos reduzir, a elevada

porosidade capilar do sistema. De facto, em misturas de porosidade mais grosseira, o efeito de filer,

em especial, deverá assumir menor importância em face da reduzida dimensão da sílica de fumo.

Tal como é visível nas Figuras 29 e 32, em geral, as misturas ternárias conduzem a

coeficientes de absorção intermédios aos obtidos nas misturas com apenas cinzas ou apenas sílica

de fumo. Porém nunca se verificam desempenhos superiores aos dos betões de referência sem

adições.

Apenas nos betões com a/l de 0,55 e CEM IV/B foi verificado um incremento elevado do

coeficiente de absorção face às misturas com apenas um tipo de adição. Nestes casos, a excessiva

percentagem de cinzas (40%) e a reduzida eficiência da sílica de fumo, tal como referido, tornaram a

pasta demasiado porosa e com elevada conectividade, conforme se confirma pelos valores de

absorção às 72 h (Quadro 15).

Assim, conclui-se que, em idades iniciais, a sílica de fumo permite compensar, em parte, a

menor eficiência da cinza volante. Contudo, seria mais adequado para o estudo do efeito das adições

pozolânicas que o ensaio fosse realizado em idades superiores, por exemplo aos 90 dias.

4.4 Resistividade elétrica

A resistividade elétrica, determinada pelo método dos elétrodos topo-a-topo, cujo procedimento

de ensaio se encontra descrito no capítulo 3.7.4, foi determinada tendo como base a proposta de

norma europeia apresentada pelo grupo Chlortest (2005) e a recomendação técnica da TC 154 da

RILEM (Polder, 2000). Os resultados dos ensaios, realizados aos 28 dias, encontram-se resumidos

no Quadro 17 e nas Figuras 39 a 42.

De notar, que durante a realização dos ensaios foi difícil determinar de forma rigorosa a

resistência das esponjas em contacto com o provete (vide capítulo 3.7.4), o que dificulta a obtenção

de valores fiáveis de resistividade.

Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica

A/L A/C Betão Adição

Resistividade CV

(Ω.m) (%)

Lyta

g

0,35 0,35 CEM I 0% 81,0 3

0,45

0,45 CEM I 0% 40,4 7

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 52,0 6

0,64 CEM II/B-V - - -

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 77,1 11

0,55 0,55 CEM I 0% 52,1 4

Arg

ex

0,35 0,35 CEM I 0% 98,1 5

0,45

0,45 CEM I 0% 76,4 2

0,53 CEM II/A-V - - -

0,64 CEM II/B-V - - -

0,55 0,55 CEM I 0% 72,5 8

55

Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica (continuação)

A/L A/C Betão Adição

Resistividade CV

(Ω.m) (%)

Le

ca

0,35

0,35 CEM I 0% 98,2 18

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 76,1 8

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 80,5 6

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 129,8 5

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 184,1 6

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 367,5 4

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 370,6 3

0,45

0,45 CEM I 0% 86,2 4

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 62,3 9

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 94,2 11

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 118,8 1

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 118,2 7

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 239,0 2

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 245,1 6

0,55

0,55 CEM I 0% 100,5 3

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 57,0 4

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 64,9 3

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 87,3 6

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 87,8 1

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 119,8 2

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 110,6 5

Sta

lite

0,35

0,35 CEM I 0% 133,7 5

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 131,1 6

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 151,9 5

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 277,5 4

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 372,8 2

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 326,0 3

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 356,9 4

0,45

0,45 CEM I 0% 59,4 2

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 70,0 4

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 96,4 5

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 119,6 5

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 185,2 21

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 245,8 5

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 260,7 4

0,55

0,55 CEM I 0% 72,7 9

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 67,1 3

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 93,0 6

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 101,8 8

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 102,2 1

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 129,3 1

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 157,8 5

56

Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica (continuação)

A/L A/C Betão Adição

Resistividade CV

(Ω.m) (%)

A.N

0,35

0,35 CEM I 0% 111,0 11

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 89,4 7

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 115,4 4

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 201,6 4

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 240,7 10

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 310,3 11

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 387,7 2

0,45

0,45 CEM I 0% 63,3 6

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 74,1 12

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 98,9 2

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 121,6 5

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 172,8 7

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 269,8 5

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 285,9 2

0,55

0,55 CEM I 0% 103,0 5

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 69,8 3

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 81,2 2

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 119,9 2

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 150,7 5

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 171,0 5

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 208,9 2

Figura 39 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões de CEM I

0

20

40

60

80

100

120

140

160

Resi

stiv

idad

e e

létr

ica (Ω

.m)

Leca 0,35

Leca 0,45

Leca 0,55

a/c = 0,35

a/c= 0,55

a/c = 0,45

57

Figura 40 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de cinzas

Figura 41 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de sílica

Figura 42 - Resultados dos ensaios de resistividade em misturas ternárias

0

20

40

60

80

100

120

140

160

Resi

stiv

ida

de e

létr

ica

(Ω

.m)

Leca 15%

Leca 15%

Leca 15%

a/l = 0,35

a/l = 0,45

a/l = 0,55

0

50

100

150

200

250

300

350

400

Resi

stiv

idad

e e

létr

ica (Ω

.m)

Leca 6%

Leca 6%

Leca 6%

a/l = 0,35

a/l = 0,45

a/l = 0,55

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

Resi

stiv

idad

e e

létr

ica (Ω

.m)

Leca 10%+20%

Leca 10%+20%

Leca 10%+20%

a/l = 0,35

a/l = 0,45

a/l = 0,55

58

4.4.1 Discussão de resultados

Em geral, foram obtidas resistividades entre 40,4 e 387,7 Ω.m para provetes saturados,

reforçando-se a abrangência do estudo realizado, envolvendo uma vasta gama de betões associados

a diferentes níveis de porosidade. De acordo com a classificação proposta por Mehta e Monteiro

(2006), descrita no capítulo 2.3.2, as misturas estudadas correspondem a betões com taxas de

corrosão de armaduras desde muito altas a desprezáveis. Os coeficientes de variação obtidos são

inferiores a 20%, na grande maioria dos casos, encontrando-se assim de acordo com a ordem de

grandeza sugerida por Chlortest (2005).

Conforme seria de esperar e tal como verificado na absorção capilar, os betões de maior

compacidade (menor a/l), ao possuírem uma microestrutura mais compacta, desenvolvem maiores

resistividades, ou seja, a condutibilidade elétrica é inferior. O aumento de relação a/l permite ainda

que seja mais efetiva a impregnação durante o pré-condicionamento dos provetes, com consequente

repercussão na resistividade elétrica do betão. Neste sentido, o ensaio de resistividade foi capaz de

distinguir betões com pastas de qualidade muito distintas. No entanto, devido à variabilidade

associada ao ensaio, torna-se mais difícil a interpretação de resultados referentes a menores

alterações na microestrutura do betão, nomeadamente associadas à variação do tipo de agregado ou

a pequenas variações na incorporação de adições.

Ainda assim, apesar de ser difícil inferir acerca da influência do tipo de agregado na

resistividade do betão, e em face dos valores obtidos (Quadro 17), verifica-se que não existe uma

clara alteração da resistividade quando se faz variar o tipo de agregado, assumindo maior

importância a qualidade da pasta que os rodeia. Apenas nos betões de maior a/l, associados a

porosidades mais elevadas, parece ocorrer uma maior participação dos agregados leves na

condutibilidade elétrica, o que supõe que estejam disponíveis passagens continuas de água através

do agregado. Tal poderá ser possível em virtude dos provetes terem sido sujeitos a um maior período

de cura húmida (21 dias).

Observa-se uma clara influência do tipo e quantidade de adições na resistividade, verificando-

se um aumento da resistividade para qualquer uma das relações a/l, aquando da substituição de

cimento por diferentes percentagens de cinzas volantes. Ainda que de forma pouco expressiva, a

resistividade tende a aumentar com a percentagem de substituição de cimento por cinzas. Estes

resultados não corroboram com os obtidos na absorção capilar, em que se verificou uma clara

depreciação da microestrutura do betão com a incorporação de diferentes percentagens de cinzas.

Dois aspetos deverão ter contribuído para os resultados obtidos: a realização de cura húmida dos

betões até aos 21 idade, em contraponto com a duração utilizada no ensaio de absorção capilar (7

dias), o que poderá ter permitido um maior desenvolvimento das reações pozolânicas e, como tal,

uma maior contribuição das cinzas volantes; a alteração na composição iónica da solução dos poros

resultante da reatividade pozolânica que pode afetar a condutibilidade dos espécimes. De facto,

resistividade elétrica, que no fundo fornece uma medida da maior ou menor dificuldade de

59

movimentação dos iões através da solução aquosa dos poros, é regulada não só pelos iões

presentes na pasta, mas também pela sua alcalinidade (Silva 2013). De acordo com Chlortest (2005),

a resistividade de uma dada mistura será tanto maior quanto menor for a sua alcalinidade. Assim

sendo, as cinzas ao reduzirem a quantidade de hidróxido de cálcio e, consequentemente, a

alcalinidade das misturas, originam betões mais resistentes à passagem de corrente.

Nos betões onde se procedeu à substituição de cimento por sílica de fumo, registaram-se

incrementos significativos na resistividade dos espécimes ensaiados (Figuras 39 e 41). Nestes casos,

o aumento de resistividade tende a ser mais pronunciado pois não só se verifica o efeito atrás

descrito para as cinzas volantes, mas também um maior refinamento e adensamento da estrutura

porosa, comprovado nos ensaios de absorção capilar. Assim, é possível afirmar que as cinzas atuam

essencialmente ao nível da composição da solução dos poros, enquanto que a sílica de fumo atua

adicionalmente ao nível do refinamento da microestrutura.

As misturas ternárias, ilustradas na Figura 42, contemplam a sobreposição dos efeitos

descritos para a utilização isolada das cinzas volantes e sílica de fumo, pelo que conduzem a

aumentos significativos da resistividade elétrica dos betões.

4.5 Resistência à penetração de cloretos

No presente ponto são apresentados e discutidos os resultados referentes aos ensaios

acelerados de migração em regime não estacionário (RCMT) (capítulo 3.7.5), para as diversas

composições analisadas. Os ensaios, realizados em condições standard, visam a determinação dos

coeficientes de difusão aparente dos diversos betões, fazendo uso da relação entre as propriedades

de difusão e migração de iões.

No Quadro 18 e Figuras 43 a 50 resumem-se os valores médios dos coeficientes de difusão,

bem como os respetivos coeficientes de variação, obtidos para as várias composições estudadas.

Quadro 18 - Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos

A/L A/C Betão Adição

Dcl,RCMT CV

x10-12

(m/s2) (%)

Lyta

g

0,35 0,35 CEM I 0% 9,9 2,7

0,45

0,45 CEM I 0% 15,3 6,4

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 18,1 9,4

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 20,7 2,5

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 15,1 1,8

0,55 0,55 CEM I 0% 20,1 16,3

Arg

ex

0,35 0,35 CEM I 0% 8,5 4,7

0,45

0,45 CEM I 0% 11,8 1,3

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 12,0 8,6

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 12,4 9,2

0,55 0,55 CEM I 0% 14,6 7,8

60

Quadro 18- Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos (continuação)

A/L A/C Betão Adição

Dcl,RCMT CV

x10-12

(m/s2) (%)

Le

ca

0,35

0,35 CEM I 0% 7,9 5,9

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 10,1 6,6

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 10,9 3,7

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 7,6 3,3

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 6,4 0,5

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 4,3 9,9

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 6,1 6,5

0,45

0,45 CEM I 0% 13,2 0,5

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 13,3 3,0

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 13,9 6,8

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 8,8 4,7

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 9,2 5,6

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 9,1 5,1

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 9,2 7,1

0,55

0,55 CEM I 0% 18,6 2,6

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 20,4 5,2

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 22,3 5,8

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 17,0 3,1

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 16,4 5,3

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz - -

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 17,6 11,4

Sta

lite

0,35

0,35 CEM I 0% 7,1 6,7

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 9,8 9,1

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 8,4 3,3

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 4,2 8,0

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 3,8 11,1

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 4,6 5,8

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 5,4 6,6

0,45

0,45 CEM I 0% 13,0 4,2

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 13,8 0,8

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 15,6 3,8

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 11,0 5,8

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 9,9 3,5

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 11,8 8,3

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 7,9 9,0

0,55

0,55 CEM I 0% 15,6 5,9

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 19,3 4,9

0,79 CEM II/B-V 30%Cz 22,8 5,9

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 15,2 4,7

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 15,0 1,6

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 18,2 17,7

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz - -

61

Quadro 18 - Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos (continuação)

A.N

A/L A/C Betão Adição Dcl,RCMT CV

x10-12

(m/s2) (%)

0,35

0,35 CEM I 0% 8,1 5,5

0,41 CEM II/A-V 15%Cz 9,5 3,4

0,50 CEM II/B-V 30%Cz 10,4 5,7

0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 7,2 1,4

0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 4,1 16,3

0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 4,6 5,0

0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 7,1 3,6

0,45

0,45 CEM I 0% 13,1 11,6

0,53 CEM II/A-V 15%Cz 14,2 2,3

0,64 CEM II/B-V 30%Cz 15,1 2,7

0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 9,7 3,0

0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 9,7 6,8

0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 9,8 7,9

0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz - -

0,55

0,55 CEM I 0% 15,8 2,9

0,65 CEM II/A-V 15%Cz 22,6 6,3

0,79 CEM II/B-V 30%Cz - -

0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 12,9 3,3

0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 11,8 23,1

0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 13,1 7,7

1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 19,1 8,3

Figura 43 - Coeficientes de difusão em betões e argamassas de CEM I (com desvio padrão)

0

5

10

15

20

25

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

Argex 0,35

Argamassa 0,35

Argex 0,45

Argamassa 0,45

Argex 0,55

Argamassa 0,55

a/c=0,35

a/c=0,45

a/c=0,55

62

Figura 44 - Coeficientes de difusão em betões de CEM I (com desvio padrão)

Figura 45 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas, agrupados por relação a/c (com desvio padrão)

Figura 46 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas e relação a/c (com desvio padrão)

0

5

10

15

20

25

A.N Leca Stalite Lytag Argex

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

0.35

0.45

0.55

0

5

10

15

20

25

30

A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

0%

15%

30%

0

5

10

15

20

25

30

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

A.N

0,5

5

Lec

a 0,5

5

Sta

lite

0,5

5

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

A.N

0,5

5

Lec

a 0,5

5

Sta

lite

0,5

5

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

Lec

a 0,5

5

Sta

lite

0,5

5

Dcl

,RC

MT

(x 1

0-1

2m

2/s

)

Leca 0,35

Leca 0,35

Leca 0,35

a/l=0,35

a/l=0,45

a/l=0,55

63

Figura 47 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica, agrupados por relação a/c (com desvio padrão)

Figura 48 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica e relação a/c (com desvio padrão)

Figura 49 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão)

0

5

10

15

20

25

A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite

0,35

A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite

0,45

Lytag

0,45

A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite

0,55

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

0%

6%

9%

0

5

10

15

20

25

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

Lyt

ag 0

,45

A.N

0,5

5

Lec

a 0,5

5

Sta

lite

0,5

5

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

Lyt

ag 0

,45

A.N

0,5

5

Lec

a 0,5

5

Sta

lite

0,5

5

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

A.N

0,5

5

Lec

a 0,5

5

Sta

lite

0,5

5 D

cl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

Stalite 0,35

Stalite 0,45

Stalite 0,45

a/l=0,35

a/l=0,45

a/l=0,55

0

5

10

15

20

25

A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite

0,35

A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite

0,45

A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite

0,55

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

0%

10% SF + 20% Cz

10% SF + 40% Cz

64

Figura 50 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão)

4.5.1 Discussão de resultados

Tendo em consideração os vários tipos de betões analisados, foram obtidos coeficientes de

difusão que variam entre 3,8 a 37,6 x10-12

m2/s, função do tipo de agregado, tipo e dosagem de ligante

e relação a/c da pasta. De acordo com a classificação proposta por Gjorv (1996) (Quadro 19), foi

possível produzir betões desde muito elevada resistência à penetração de cloretos até resistência

muito reduzida. Uma vez mais confirma-se que as variações introduzidas nas misturas, em especial

ao nível da composição da pasta, podem afetar de forma significativa as propriedades de transporte

do betão, neste caso relacionadas com o mecanismo de difusão/migração.

Os valores mais reduzidos do coeficiente de difusão a que correspondem betões de muito

elevada resistência de acordo com Gjorv (1996), foram apenas atingidos em betões de a/l=0,35 e

incorporação de sílica fumo. Confirma-se ainda o sugerido por outros autores (Neville 1995, Metha e

Monteiro 2006), que em pastas com fraca conectividade capilar, associadas a relações a/c inferiores

a cerca de 0,4-0,45, a durabilidade tende a ser elevada. Neste caso, tendo em conta a classificação

de Gjorv (1996), os betões de a/c inferior a 0,45 enquadram-se na classe de resistência elevada a

moderada.

À semelhança do observado para as propriedades de absorção capilar e resistividade, existe

um claro decréscimo do coeficiente de difusão com a redução da relação a/l da mistura (Figuras 43 a

50). Isso é válido independentemente do agregado, conforme se verifica na Figura 44, onde tendo em

consideração betões apenas com cimento tipo I, a diferença entre betões de diferente a/c foi muito

superior ao desvio padrão dos resultados obtidos. Conclui-se ainda das Figuras 43, 46, 48 e 50 que a

relação a/l assume uma maior influência na resistência à penetração de cloretos do que os restantes

fatores analisados, nomeadamente o tipo de agregado e de ligante.

0

5

10

15

20

25

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

A.N

0,5

5

Lec

a 0,5

5

Sta

lite

0,5

5

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

A.N

0,4

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

A.N

0,5

5

Sta

lite

0,5

5

A.N

0,3

5

Lec

a 0,3

5

Sta

lite

0,3

5

Lec

a 0,4

5

Sta

lite

0,4

5

A.N

0,5

5

Lec

a 0,5

5

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

Leca 0,35

Leca 0,35

Leca 0,35

a/l=0,35

a/l=0,45

a/l=0,55

65

Quadro 19 - Classes de resistência à penetração de cloretos (Gjorv 1996)

Resistência do betão Dcl,RCMT (x 10-12

m2

/s)

Reduzida > 15

Moderada 10-15

Elevada 5-10

Muito elevada 2,5-5

Extremamente elevada < 2,5

4.5.1.1 Influência do tipo de agregado

De um modo geral verifica-se que o coeficiente de difusão não varia significativamente com o

tipo de agregado, independentemente do tipo de ligante e relação a/l considerados. Conclusões

semelhantes foram obtidas por Bogas (2011), tendo em consideração também betões com agregados

de diferentes porosidades. Os resultados obtidos corroboram ainda as tendências verificadas para a

absorção capilar e resistividade, onde apenas se verificou um ligeiro aumento das propriedades de

transporte nos betões com agregados de porosidade mais acessível, nomeadamente a Lytag e

Argex.

Em geral, as mesmas razões referidas para a absorção capilar e resistividade podem ser

atribuídas aos resultados obtidos.

Apesar da qualidade da pasta assumir um papel mais relevante na resistência à penetração de

cloretos, Zhang e Gjørv (1989) demonstram que difusibilidade média de diferentes tipos de agregado

leve (Liapor, Leca e Lytag) tende a ser superior à das pastas correntemente utilizadas nos betões, o

que supõe que desde que se estabeleçam passagens contínuas de água através da porosidade dos

agregados, é possível que a difusão de iões para o interior do betão seja superior. Assim, é possível

que os agregados de Lytag e Argex associados a porosidades com elevado grau de

interconectividade, possam participar de forma mais ativa no processo de difusão. A ausência da

pelicula mais densa de proteção nos agregados de Lytag, decorrente do seu processo de fabrico,

contribui para uma participação ainda superior deste agregado. De facto, uma análise mais cuidada

dos dados permite verificar que os valores de difusão registados para os espécimes referentes aos

betões de agregado Lytag, são tendencialmente superiores aos evidenciados pelos restantes betões.

Também conforme referido no capítulo 4.3, os resultados são ainda influenciados pelo facto de

se terem realizado ensaios sobre espécimes seccionados. Neste casos, as partículas leves junto da

superfície dos espécimes em contacto com a solução de ataque ficam mais disponíveis ao processo

de penetração de cloretos.

De modo a compreender melhor a importância relativa do agregado leve na resistência à

penetração de cloretos, foram igualmente ensaiados provetes produzidos apenas com argamassa de

66

igual composição à dos betões analisados (Figura 43). Conforme se verifica na Figura 43 e Quadro

18, o coeficiente de difusão nas argamassas de igual composição foi semelhante a ligeiramente

superior ao obtido nos betões produzidos com agregados naturais e agregados leves. Ou seja,

confirma-se que a incorporação de agregado leve tende a não prejudicar o coeficiente de difusão da

mistura, e que a resistência à penetração é essencialmente regulada pela qualidade da matriz

cimentícia. Os valores ligeiramente superiores que se obtêm para a argamassa deverão estar

relacionados com o maior teor de vazios e zonas de transição presentes nestas misturas.

Por sua vez, verifica-se que, tal como constatado na avaliação das propriedades de transporte

do betão (absorção capilar, resistividade), o desempenho dos betões com agregados leves menos

porosos, em especial a Stalite, tende a ser ligeiramente superior ao dos betões com agregados

normais, nomeadamente nos betões de maior compacidade (relação a/l=0,35). Constatações

similares foram obtidas por Bogas (2011), embora, tal como observado no presente trabalho, as

diferenças entre betões tenham sido pequenas. Para tal, deverá contribuir a maior integridade da

superfície das partículas e menor porosidade do agregado de Stalite, a melhor qualidade da zona de

interface agregado-pasta atingida nos betões com agregados leves e, em menor escala, o efeito de

cura interno proporcionado pelos agregados leves.

Para os resultados obtidos, deverá igualmente contribuir o facto de os betões terem sido

curados de forma continua apenas até aos 7 dias de idade, tendo sido colocados posteriormente em

ambiente de secagem até à idade de ensaio (capítulo 3.4.1.4). Desse modo, foi possível que os

agregados drenassem água do seu interior para a pasta circundante, atingindo parcialmente a sua

secagem. Assim, apesar dos espécimes terem sido submetidos a um procedimento de pré-saturação

antes da realização dos ensaios (capítulo 3.7.5), dificilmente se terá atingido a saturação dos

agregados, que resultaria no estabelecimento de passagens continuas que propiciariam o

desenvolvimento do processo de difusão.

Dada a maior influência da qualidade da pasta na resistência à penetração de cloretos, tem

interesse estabelecer relações que confrontam esta propriedade, nomeadamente a relação a/c, com

o coeficiente de difusão do betão. Nas Figuras 51 e 52, verifica-se que a relação estabelecida tendo

em conta apenas cimentos tipo I é relativamente independente do tipo de agregado e segue uma

evolução aproximadamente exponencial com a razão a/c. A expressão (4.1) foi definida sem ter em

conta o agregado de Lytag.

Dcl,RCMT = 2.346e3.5773.(a/c)

(4.1)

Comparando os resultados obtidos com a curva de evolução sugerida por Bogas (2011), tendo

em conta diferentes tipos de agregado, e ainda com resultados reportados no fib 34 (2006)

considerando apenas agregados de massa volúmica normal, constatam-se diferenças de até +34% a

–25%, excluindo as composições com Lytag. Em geral, no presente trabalho foram obtidos

67

coeficientes de difusão menos otimistas nas misturas de maior compacidade (a/c=0,35), verificando-

se nos restantes casos valores similares aos sugeridos por Bogas (2011) e fib 34 (2006).

Figura 51 - Coeficientes de difusão de cloretos, agrupados por tipo de agregado, em função de a/c

Figura 52 - Curvas teóricas de andamento da difusão de cloretos em função de a/c

4.5.1.2 Influência do tipo de adição

Conforme se observa na Figura 45, o coeficiente de difusão tende a aumentar com o aumento

da percentagem de substituição de cimento por cinzas (aumentos na ordem dos 20 a 30%),

independentemente do tipo de agregado e relação a/l considerados (Figuras 53 a 55). Este

fenómeno, igualmente corroborado por outros autores (Thomas 2003; Bogas 2011), é indissociável

do reduzido período de cura a que os espécimes se encontram sujeitos. De facto, tendo em

consideração que os ensaios foram realizados aos 28 dias e os espécimes só foram curados em

água durante os primeiros 7 dias, é natural que as reações pozolânicas neste período não tenham

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0,20 0,40 0,60

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

a/c

NA

Bogas

Leca

Stalite

Lytag

Argex

fib

y = 2,3466e3,5773x R² = 0,9093

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0,20 0,40 0,60

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

a/c

Bogas

fib

Experimental

68

sido suficientes para a formação do C-S-H adicional e consequente refinamento da microestrutura,

necessário para compensar os produtos de hidratação que resultariam do cimento tipo I que se optou

por substituir. Tendo em conta percentagens de substituição de cimento por cinzas semelhantes às

utilizadas no presente trabalho, Bogas (2011) verificou que estas só se tornaram verdadeiramente

efetivas após um ano de idade.

Porém, tendo em consideração betões de idêntica relação a/c (Figura 56), confirma-se que a

adição de cinzas tem um efeito benéfico na resistência à penetração, o que demonstra a sua

capacidade para a formação adicional de C-S-H e para o consequente refinamento da estrutura.

Aliás, um análise cuidada da Figura 56 permite concluir que, como adição, as cinzas volantes e a

sílica de fumo conduzem ao aumento da resistência à penetração de cloretos, sendo que este

incremento tende a ser maior para percentagens de adição superiores. Assim, para uma dada relação

a/c, a dição de cinzas volantes ou sílica conduz, invariavelmente, a diminuição dos coeficientes de

difusão. Do mesmo modo, verifica-se que para a obtenção de um dado tipo de resistência à

penetração de cloretos, é possível obter resultados semelhantes aos de um cimento tipo I através da

adição de cinzas volantes ou sílica de fumo, o que betões com uma relação a/c superior, permitindo

assim uma redução do teor de cimento utilizado.

Figura 53 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,35)

Figura 54 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,45)

Figura 55 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,55)

0

2

4

6

8

10

12

0 15 30

Dcl

,RC

MT

(x 1

0-1

2m

2/s

)

% Cinzas

NA 0,35

Leca 0,35

Stalite 0,35

0

5

10

15

20

25

0 15 30

Dcl

,RC

MT

(x 1

0-1

2m

2/s

)

% Cinzas

NA 0,45

Leca 0,45

Stalite 0,45

Lytag 0,45

Argex 0,45

0

5

10

15

20

25

0 15 30

Dcl

,RC

MT

(x 1

0-1

2m

2/s

)

% Cinzas

NA 0,55

Leca 0,55

Stalite 0,55

69

Figura 56 - Curvas de andamento da difusão em função de a/c para as várias adições

De facto, a porosidade capilar tende a aumentar exponencialmente com o incremento da

relação a/l (Powers 1954) e, como tal, pequenas variações nesta relação conduzem a efeitos

importantes na conectividade da microestrutura do betão. Por outras palavras, em estruturas com

elevada relação a/l, a substituição de cimento por cinzas, caso não seja efetiva, vai implicar um

aumento ainda mais elevado da relação a/c equivalente (aumento da porosidade capilar) que poderá

ser suficiente para o estabelecimento de pastas com microestruturas de interconectividade

demasiado elevada.

Por exemplo, conforme observado no Quadro 18, a substituição de cimento por cinzas nos

betões com relação a/l = 0,55 pode implicar relações a/c equivalentes superiores a 0,7, o que neste

caso conduz a misturas com elevada interconectividade capilar (Neville 1995, Metha e Monteiro

2006). Em contrapartida, nas matrizes com relação a/l mais baixa, inferior a cerca de 0,4-0,45, a

substituição de cimento por cinzas conduz a relações a/c equivalentes que no máximo atingem cerca

de 0,55-0,65, permitindo, ainda assim, atingir sistemas porosos cujo os desenvolvimentos capilares

apresentam alguma descontinuidade.

Em suma, a substituição de cimento por cinzas volantes, resulta numa quantidade de produtos

de hidratação do cimento inferior à que seria obtida para um CEM I, facto que, aliado ao aumento da

relação a/c, pode conduzir à obtenção de betões com porosidades significativamente superiores às

registadas para os betões de CEM I. Contudo, este efeito das cinzas que, à partida, se apresenta

como prejudicial, pode ser atenuado ou até mesmo compensado pela progressiva reatividade

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0,20 0,40 0,60 0,80 1,00

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

a/c

NA

Leca

Stalite

Lytag

Argex

Exponencial (Tipo I)

Exponencial (15% Cz)

Exponencial (30% Cz)

Exponencial (6% SF)

Exponencial (9% SF)

70

pozolânica do material a longo prazo. Assim, caso as reações pozolânicas se possam desenvolver,

será de esperar um maior refinamento da estrutura porosa, que resultaria no preenchimento parcial

dos poros capilares do betão, incrementando deste modo a resistência à penetração de Cl-.

Ainda assim, tal como discutido no capítulo 2.3.3.2, em face da composição química das

cinzas, seria de esperar que estas apresentassem uma maior capacidade de fixação de cloretos,

conduzindo a um melhor comportamento deste tipo de betões. Porém, devido à curta duração dos

ensaios acelerados que foram realizados no presente trabalho, a contribuição da maior capacidade

de fixação de cloretos, conferida pelo aumento de aluminatos e C-S-H, não deverá ser devidamente

contabilizada. Andrade e Hiting (1995) e Tang (1996) salientam este aspeto, referindo que o

parâmetro Dcl,RCMT medido no ensaio de migração, deverá traduzir a propriedade de transporte de

cloretos sobre condições de reduzida capacidade de fixação.

Tal como reportado por outros autores (Gjorv et. al 1994; Bogas 2011; Güneyisi 2013), ocorre

uma redução do coeficiente de difusão com a substituição de cimento por sílica de fumo (Figuras 47 e

48) Verifica-se também que essa redução do coeficiente de difusão tende a ser ligeiramente superior

com o incremento da percentagem de substituição, pelo menos para a gama analisada entre 6 e 9%

(Figuras 57 a 59).

Em geral, verifica-se que, apesar de existir alguma variabilidade dos resultados, em parte

motivada pela dificuldade de dispersão da sílica fumo na mistura, a maior contribuição da sílica de

fumo é observada nas misturas de menor relação a/l. Tal como documentado no capítulo 4.2, tal deve

estar essencialmente relacionado com a provável menor eficiência da sílica de fumo em estruturas

porosas mais grosseiras, com maior volume e dimensão dos poros capilares.

Nos betões com relação a/l de 0,35 foram observadas as maiores reduções no coeficiente de

difusão, tendo-se verificado que a substituição de 9% de cimento por cinzas conduziu a reduções no

coeficiente de difusão de cerca de 50%, o que implica diminuições ainda bem mais significativas no

período de vida útil estimado para estes betões.

Para a generalidade dos betões, exceção feita aos de relação a/l mais elevada, a incorporação

de sílica de fumo permitiu a subida de um patamar na classe de resistência do betão definida de

acordo com a classificação de Gjorv (1996).

Confirma-se ainda, tal como observado para a absorção capilar, que a incorporação de sílica

fumo tende a ser mais efetiva nos betões de massa volúmica normal. Tal como referido, dado que os

BEAL já apresentam, à partida, zonas de transição de boa qualidade, apenas se pode esperar um

ligeiro melhoramento dessas regiões.

As misturas ternárias, atendendo ao evidenciado nas Figuras 49 e 50, produzem, em geral,

betões com coeficientes de difusão tendencialmente inferiores aos obtidos nas misturas com cimento

tipo I. Isso é válido sobretudo nas misturas com a/l até 0,45. De acordo com o observado no Quadro

71

18, os valores nem sempre foram intermédios dos obtidos nos betões produzidos apenas com sílica

de fumo ou apenas com cinza volantes, o que poderá supor a existência de um efeito sinergético da

mistura ternária que tenha contribuído para o melhor desempenho dos betões. Porém, a variabilidade

dos resultados e as pequenas diferenças existentes entre betões, não permite obter conclusões mais

detalhadas sobre esta matéria.

Figura 57 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,35)

Figura 58 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,45)

Figura 59 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,55)

Contudo, é evidente que a introdução de sílica fumo na mistura ternária permite compensar o

efeito adverso que foi observado para a cinza volante, obtendo-se, de uma forma geral, menores

coeficientes de difusão do que nas misturas produzidas apenas com cimento tipo I. Assim, como

referido, o efeito promovido pelas misturas deve-se essencialmente à presença da sílica de fumo na

mistura, já que a substituição de cimento por cinzas provoca uma diminuição da resistência à

penetração de cloretos no betão. Esse fenómeno é facilmente identificável na Figura 49, onde se

verifica uma perda notória de eficiência das misturas quando se aumenta a percentagem de

substituição de cinzas, mantendo a mesma dosagem de sílica de fumo (composições:

10%SF+20%CZ; 10%SF+40%CZ).

0

2

4

6

8

10

12

0 6

Dcl

,RC

MT

(x 1

0-1

2m

2/s

)

% Sílica de fumo

NA 0,35

Leca 0,35

Stalite 0,35

9 0

5

10

15

20

25

30

0 6 D

cl,R

CM

T (

x 1

0-1

2m

2/s

)

% Sílica de fumo

NA 0,45

Leca 0,45

Stalite 0,45

Lytag 0,45

9

0

5

10

15

20

25

30

0 6

Dcl

,RC

MT

(x 1

0-1

2m

2/s

)

% Sílica de fumo

NA 0,55

Leca 0,55

Stalite 0,55

9

72

No entanto, verifica-se que nos betões com relação a/c superior a 0,55, as misturas ternárias

podem atingir coeficientes de difusão superiores aos observados nas misturas sem adições. Para tal,

deverá contribuir a maior dificuldade de atuação da sílica de fumo neste tipo de misturas, tal como

referido. Ou seja, deverá existir uma maior dificuldade de refinamento da estrutura porosa através da

incorporação de sílica fumo e o agravamento das consequências negativas produzidas pela

substituição de cimento por cinzas.

Tendo em consideração o estudo relativo à análise da resistividade (4.4), verifica-se que o

aumento de resistividade, fruto da incorporação de cinzas volantes ou sílica de fumo nas misturas,

não é totalmente correspondido por um aumento proporcional da resistência à penetração de

cloretos.

De referir que o ensaio acelerado de migração de cloretos se trata, no fundo, de um processo

eletroquímico, afetado essencialmente pela porosidade do betão, mas também pela composição

iónica da solução presente nos seus poros.

De facto, o processo de condução eletrolítica é regulado pela condutividade da solução porosa

que, por sua vez, depende da concentração iónica dos iões em solução nos poros, tais como Na+, K

+,

Ca2+

e OH- (Wee et al. 2000). O último dos iões mencionados, OH

-, dado a sua elevada condutividade

iónica, superior inclusive à evidenciada pelos iões Cl-, é responsável pela passagem de uma parcela

significativa de corrente durante o ensaio (Wee et al. 2000). Por outro lado, a concentração de OH-

presente na solução dos poros é função, não apenas do tipo e quantidade de cimento empregue, mas

também do tipo e proporção de adições incorporadas na mistura (Wee et al. 2000). Quanto mais

elevada a percentagem de substituição de cimento por sílica de fumo ou escórias de alto forno, por

exemplo, menor é o pH evidenciado pela mistura. Este efeito é sobretudo visível para a sílica de

fumo, devido à sua intensa reatividade pozolânica desde as idades iniciais. A redução do pH, ao

resultar do consumo de OH- durante o desenvolvimento das reações pozolânicas, conduz à

diminuição da condutividade iónica da solução e, consequentemente, a uma resistividade superior do

betão (Wee et al. 2000).

Não obstante o exposto, e apesar do ligeiro aumento de resistividade causado pela sua

incorporação na mistura, facilmente se depreende, que a baixa reatividade pozolânica das cinzas

impede a obtenção de um maior refinamento e densificação da matriz porosa do betão, e assim,

conduzir ao decréscimo da resistência à penetração de cloretos. Pelo contrário, a elevada reatividade

pozolânica da sílica de fumo provoca, não só um significativo aumento da resistividade da mistura, à

custa do consumo de OH-, mas também do refinamento provocado na estrutura porosa,

concretizando deste modo uma redução efetiva do coeficiente de difusão.

Podem, aliás, obter-se duas conclusões tendo em conta o referido. A primeira, diz respeito ao

facto de que a resistividade, muito embora não seja uma medida direta do nível de resistência à

penetração de cloretos de um dado betão, permite aferir acerca do grau de reatividade de uma dada

73

adição. Assim, quanto mais efetiva uma adição no aumento da resistividade de uma determinada

mistura, maior o nível de reatividade pozolânica da mesma adição. No entanto, importa estabelecer

as devidas diferenças entre o ensaio de difusão de cloretos e o ensaio de resistividade elétrica,

nomeadamente no que se refere ao tipo de cura e pré-condicionamento a que são submetidos. Na

verdade, dado que no pré-condicionamento dos ensaios de resistividade os espécimes são saturados

em água destilada, o efeito atrás descrito de alteração da composição iónica da solução dos poros

surge verdadeiramente como consequência das adições. Tais conclusões são mais difíceis de

extrapolar no ensaio de difusão de cloretos, onde se procede à impregnação dos espécimes com

hidróxido de cálcio aquando do pré-condicionamento, alterando, deste modo, a composição iónica da

solução dos poros logo à partida.

A duração do período de cura húmida pode também desempenhar um papel importante em

ambos os ensaios. De facto, a afirmação de que o aumento de resistividade nas misturas com cinzas

se deve à alteração da composição iónica da solução dos poros e não ao refinamento da estrutura

porosa da pasta, é confirmada apenas por comparação com os ensaios de resistência à compressão.

Isto resulta do facto de estes ensaios (resistência à compressão e resistividade elétrica)

apresentarem condições e período de cura mais aproximados (cura húmida até aos 28 dias na

compressão e cura húmida até aos 21 dias na resistividade), evidenciando, deste modo, que o

aumento da resistividade não se deve a um maior refinamento da estrutura porosa, fruto do

acréscimo de cura húmida face aos ensaios de difusão de cloretos e absorção capilar (ambos com

apenas 7 dias de cura húmida seguidos de cura seca até à idade de ensaio.)

A segunda conclusão prende-se com o facto de, aparentemente, o processo de difusão de

cloretos ser regulado essencialmente pela estrutura porosa das misturas, sobretudo pelos seus níveis

de porosidade capilar e interconectividade entre poros, em detrimento da composição iónica da

solução presente nos poros. Tal é visível através da escassa influência das cinzas no incremento da

resistência à penetração de cloretos, apesar do aumento verificado na resistividade, por oposição ao

verificado no estudo dos betões com sílica de fumo. Estes resultados, vão ao encontro dos obtidos

por Wee et al. (2000) na sua investigação, onde se procedeu ao estudo comparativo dos resultados

obtidos para diversos ensaios de penetração de cloretos, nomeadamente Rapid Chloride Permeability

Test (RCPT), RCMT e ensaios de imersão em solução salina, para várias composições com relação

a/c= 0,50 e diferentes percentagens de substituição de cimento por sílica de fumo e escórias de alto-

forno.

4.5.1.3 Variabilidade do ensaio

Os coeficientes de variação dos ensaios, resumidos no Quadro 18, foram inferiores a 9% na

generalidade dos espécimes. Estes valores vão de encontro aos observados por outros autores, que

reportam coeficientes de cerca de 10% (Camões 2002; Chlortest 2005; Bogas 2011), estando

inclusive dentro do grau de exatidão indicado pela especificação LNEC E463 (2004), cujo valor

aponta precisamente para coeficientes de variação da repetibilidade de 9%. Os coeficientes de

74

variação obtidos estão ainda de acordo com valores de reprodutibilidade de 13% definidos na NTbuild

492 (1999).

4.5.1.4 Correlação entre a resistência à compressão e o coeficiente de difusão de

cloretos

Atendendo à dispersão dos resultados apresentados na Figura 60, pode afirmar-se que existe

uma fraca correlação entre resistência à compressão e o coeficiente de difusão dos betões

analisados. Apenas é possível identificar uma tendência geral do decréscimo da capacidade de

difusão com o aumento da resistência à compressão, quando se tem em conta betões produzidos

com um dado tipo de agregado. Constatações semelhantes foram obtidas por Bogas (2011), que

salienta o facto de não se dever fazer uma correspondência direta entre estas duas propriedades,

conforme é sugerido erradamente em alguns documentos normativos (E464, EN206) De facto,

conforme se verifica neste trabalho, enquanto que o tipo de agregado pode ter influência importante

na resistência à compressão, o mesmo não sucede em relação à resistência à penetração de

cloretos, onde as características da pasta assumem o papel mais relevante.

Figura 60 - Relação entre difusão de cloretos e resistência à compressão, para diferentes tipos de agregado, relação a/l e ligante

4.5.1.5 Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a absorção capilar

Tendo em consideração todos os tipos de betão em simultâneo, é notória a existência de uma

relação linear entre o coeficiente de difusão de cloretos e a absorção capilar, ainda que correlação

seja relativamente fraca (Figura 61). De facto, ambas as propriedades traduzem mecanismos de

penetração diferentes e são afetadas de forma distinta por alguns fatores, tais como a humidade ou a

forma como se desenvolvem os poros. Por exemplo, conforme referido no capítulo da absorção (4.3),

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

fcm,28dias (MPa)

NA

Leca

stalite

Lytag

Argex

Exponencial

(NA)

75

os agregados leves ao possuírem uma porosidade mais grosseira do que a pasta, exercem uma

quebra na ação capilar que não ocorre nos mecanismos de permeabilidade e difusão.

No entanto, como é possível observar na Figura 62, verifica-se uma elevada correlação entre a

penetração de cloretos e o coeficiente de absorção capilar, quando se faz a análise separada para

um dado tipo de agregado e de ligante. Neste caso, verificam-se coeficientes de correlação

geralmente superiores a 0,9.

Figura 61 - Relação entre os coeficientes de difusão e de absorção de água

Figura 62 - Relação entre os coeficientes de difusão e de absorção de água, agrupados por tipo de agregado, para CEM I

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 50 100 150 200 250

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

Coef. absorção (x103 mm/min0,5)

NA

Leca

Stalite

Lytag

Argex

R² = 1

R² = 0,7693 R² = 0,9896

R² = 0,9459

R² = 0,9844

0

5

10

15

20

25

0 50 100 150 200

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

Coef. absorção (x103 mm/min0,5)

A.N

Leca

Stalite

Lytag

Argex

Linear

(A.N) Linear

(Leca) Linear

(Stalite)

76

4.5.1.6 Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistividade elétrica

Em geral verifica-se uma fraca correlação entre o coeficiente de difusão e a resistividade

(Figura 63). Ainda assim verifica-se que as curvas de correlação seguem as tendências igualmente

observadas por outros autores (Silva 2013, Chlortest 2005), constatando-se que a resistividade pode

ser muito variável para pequenas diferenças do coeficiente de difusão, quando se tem em conta

valores baixos deste parâmetro, ou em alternativa, o coeficiente de difusão pode ser muito variável

para pequenas diferenças de resistividade, quando se tem em conta valores baixos deste parâmetro.

Duas razões podem ser apontadas para as tendências observadas: a elevada variabilidade

obtida nos resultados de resistividade, dificultando o estabelecimento de correlações rigorosas com o

coeficiente de difusão; a diferente influência que a microestrutura e a composição iónica da pasta

podem assumir em cada um dos ensaios, dadas as diferenças entre o pré-condicionamento de

ambos os ensaios (na difusão os provetes são colocados em solução saturada de hidróxido de cálcio,

enquanto na resistividade é utilizada água destilada), (ver 4.4.1). De qualquer das formas, verificou-se

ao longo do trabalho (4.4 e 4.5.1) que o ensaio acelerado de migração foi mais capaz de distinguir

betões de diferente qualidade, associados a pastas de maior ou menor porosidade, isto é, permitiu

uma melhor classificação e hierarquização da durabilidade dos betões.

Figura 63 - Relação entre o coeficientes de difusão e a resistividade elétrica

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 100 200 300 400 500

Dcl,

RC

MT

(x

10

-12m

2/s

)

Resistividade elétrica (Ω.m

NA

Leca

Stalite

Lytag

Argex

Potencial (NA)

Potencial (Leca)

Potencial (Stalite)

77

5. Conclusões

5.1 Considerações finais

Conforme definido nos objetivos iniciais, na presente dissertação procurou-se caracterizar o

comportamento de betões produzidos com diferentes tipos de agregados leves e massa volúmica

normal, no que diz respeito à resistência à resistência à penetração de cloretos. O estudo foi bastante

abrangente, englobando uma gama variada de diferentes tipos de agregado e de ligantes, para três

níveis bem distintos de relação a/l, permitindo assim a análise das principais propriedades físicas,

mecânicas e de durabilidade dos betões estruturais de utilização mais corrente.

Seguidamente, procede-se à apresentação, de forma resumida, das principais conclusões

relativas às várias propriedades dos betões estudados que foram analisadas durante a campanha

laboratorial, em especial os mecanismos de absorção capilar, a resistividade elétrica e,

principalmente, a resistência à penetração de cloretos.

O presente capítulo termina com a elaboração de algumas propostas de desenvolvimentos

futuros, com vista a consolidar o conhecimento existente nos domínios estudados.

5.2 Conclusões gerais

Os resultados referentes aos ensaios de compressão e massa volúmica permitem confirmar a

abrangência do estudo realizado, tendo envolvido a produção e caracterização de betões de massa

volúmica normal enquadrados na classe de resistência entre C25/30 e C80/95 e betões leves

estruturais nas classes de resistência LC20/22 a LC60/66, e classes de massa volúmica D1,6 a D2,0.

De um modo geral, é possível afirmar que os agregados leves de maior massa volúmica

(Stalite) permitem a produção de betões de elevada resistência, enquanto que os agregados de Leca

e Lytag são mais vocacionados para betões de resistência baixa a moderada e os agregados de

Argex para betões estruturais de fraca resistência mecânica.

Para qualquer tipo de ligante e relação a/l, os betões com agregados de massa volúmica

normal e os betões com agregados leves de menor porosidade (Stalite) evidenciaram os maiores

valores de eficiência estrutural, sendo que para relações a/l superiores a 0,35 os betões de agregado

Stalite chegam mesmo a evidenciar uma eficiência estrutural superior à dos betões de agregados

normais, em muitos casos. Tal como seria de esperar, a eficiência estrutural tende a decrescer com o

aumento da relação a/c.

Em relação aos ensaios de absorção capilar, verificam-se coeficientes de absorção que variam

entre 0,0285 e 0,236 mm/min0,5

, o que segundo a classificação de Browne (1991), corresponde a

betões de qualidade reduzida a elevada. De entre os parâmetros analisados, verifica-se que a relação

a/l é o fator mais condicionante para esta propriedade, sendo responsável pelas maiores diferenças

78

obtidas no coeficiente de absorção entre as misturas. O tipo de agregado assumiu menor influência,

nomeadamente quando se tem em consideração apenas a taxa de absorção a curto-prazo.

De facto, verifica-se que, na generalidade dos casos, para um dado tipo de ligante e relação

a/l, o coeficiente de absorção tende a ser independente do tipo de agregado utilizado. De entre os

vários tipos de agregados estudados, apenas os agregados de maior porosidade aberta e menor

integridade da camada superficial, Argex e Lytag respetivamente, conduziram a betões com

coeficientes de absorção ligeiramente superiores, face aos restantes betões. A longo prazo, a

absorção tende a ser uma medida directa da porosidade aberta total acessível à água, existindo uma

relação mais evidente entre esta propriedade e a massa volúmica dos betões.

Em alguns casos de betões com agregados menos porosos foi possível observar um melhor

desempenho dos BEAL face aos BAN, sendo este facto atribuído à melhor qualidade das zonas de

interface e ao efeito de cura interna proporcionado nos BEAL.

O tipo de ligante utilizado é o principal fator diferenciador entre betões de relação a/l

semelhante. De um modo geral, verifica-se que a substituição de cimento por cinzas conduz ao

aumento dos coeficientes de absorção. Por sua vez, a substituição de cimento por sílica de fumo

provoca o efeito inverso. Na verdade, o que se constata é que, para a reduzida idade a que os betões

foram ensaiados, as cinzas, devido à sua reatividade pozolânica limitada, atuam essencialmente

apenas como filer, não sendo efetivas na formação de C-S-H adicional, indispensável para um maior

nível de refinamento da microestrutura da pasta.

A sílica de fumo, fruto da sua elevada reatividade pozolânica desde as idades iniciais,

consegue ser efetiva no refinamento da microestrutura do betão, na maioria dos misturas,

provocando assim a redução dos coeficientes de absorção face aos valores de referência. No

entanto, verifica-se que por razões relacionadas com a dispersão na mistura e com a menor

efetivação na melhoria da qualidade das zonas de transição, já por si boas, a ação da sílica de fumo

tende a ser menos relevante nos BEAL do que nos BAN de igual composição.

Na resistividade elétrica, apesar da maior dificuldade de análise dos resultados devido aos

condicionalismos do ensaio, as tendências verificadas tendem a corroborar, de um modo geral, as

conclusões genéricas obtidas nos ensaios de absorção. A resistividade variou entre 40,4 a 387,7 Ωm,

verificando-se que os valores mais elevados correspondem aos betões de maior compacidade, ou

seja, menor relação a/l. Mais uma vez, a relação a/l foi principal parâmetro diferenciador entre betões,

dado que caracteriza de forma mais determinante a sua microestrutura. Não se constatou uma clara

variação da resistividade quando se fez variar o tipo de agregado, a não ser nos betões de elevada

relação a/l, onde se admite uma maior participação dos agregados na condutibilidade elétrica.

Embora a qualidade da pasta seja sobretudo função da relação a/l, esta depende também do

tipo de ligante utilizado. Verifica-se que ao contrário do sucedido na absorção capilar, a substituição

de cimento por cinzas volantes tende a promover um ligeiro aumento na resistividade. Estes

79

resultados, aparentemente contraditórios deverão resultar do maior período de cura húmida a que os

betões foram sujeitos para os ensaios de resistividade, bem como da possível alteração da

composição iónica da solução dos poros. A substituição de cimento por sílica de fumo conduz, como

seria de esperar, ao aumento da resistividade do betão, muito devido ao maior refinamento da sua

estrutura porosa, mas também à sua influência na composição dos poros.

No presente trabalho foi possível caracterizar betões de durabilidade muito diferente,

englobando betões desde muito elevada a reduzida resistência à penetração de cloretos. A relação

a/l foi novamente o parâmetro mais relevante, sendo possível estabelecer uma hierarquia clara do

desempenho dos betões em função da relação a/c.

De acordo com os resultados obtidos, é possível afirmar que não existem diferenças

significativas entre o desempenho dos BEAL e dos BAN, no que se refere à resistência à penetração

de cloretos. De um modo geral, verifica-se que, para uma dada relação a/l e um dado tipo de ligante,

a influência do tipo de agregado utilizado é pouco significativa. Tal como na absorção capilar,

constata-se que apenas nas pastas de maior porosidade, associadas a betões de elevada relação a/l,

é possível observar uma participação mais ativa dos agregados com porosidade mais acessível

(Argex e Lytag) no mecanismo de difusão de cloretos.

Por comparação com argamassas de igual composição, verifica-se que a inclusão dos

agregados leves não tem um efeito prejudicial na resistência à penetração de cloretos das misturas.

Os coeficientes de difusão dos betões tendem a ser semelhantes aos obtidos nas argamassas, o que

reforça a ideia de que o processo de difusão é essencialmente regulado pela qualidade da pasta.

Ainda assim, uma observação mais detalhada permite constatar que os betões com agregado

agregados de elevada porosidade aberta e reduzida compacidade da sua superfície (Lytag),

apresentam, tendencialmente, valores ligeiramente superiores aos dos betões de referência,

enquanto os betões com agregados de menor porosidade (Stalite) tendem para difusões de cloretos

ligeiramente inferiores às dos betões de referência. A reduzida interconectividade atingida pelo

conjunto agregado-pasta e a elevada qualidade da zona de interface nos BEAL com Stalite deverão

ser as principais razões atribuídas a estes resultados.

Ainda que de forma menos significativa do que a relação a/l, o tipo de ligante utilizado afeta a

qualidade da pasta de cimento e, assim, as suas propriedades de transporte. A substituição de

cimento por cinzas, independentemente da relação a/l e do tipo de agregado, resultou no aumento

dos coeficientes de difusão. Tal deverá estar relacionado com o facto de as cinzas, fruto da sua baixa

reatividade pozolânica e reduzido período de cura, não serem capazes de produzir o C-S-H adicional,

necessário para provocar o adensamento da microestrutura e, desse modo, compensar a substituição

de parte do teor de cimento. O efeito negativo da substituição de cimento por cinzas tende a ser

superior nos betões de maior relação a/c, associados a elevada porosidade capilar.

80

Desde que a dispersão seja efetiva, a substituição de cimento por sílica de fumo conduz à

diminuição dos coeficientes de difusão. Estes resultados, mais uma vez em linha com os obtidos nos

ensaios de absorção capilar, traduzem a capacidade da sílica de fumo, quando efetiva, para produzir

microestruturas porosas mais densas e refinadas, provocando reduções nos coeficientes de difusão

que podem ascender a 50% do valor verificado nos betões de referência sem adições. Tal como

observado para a absorção capilar, a sílica de fumo tende a ser mais efetiva nos BAN, pelos motivos

já referidos.

Existe uma fraca correlação entre a resistência à compressão e o coeficiente de difusão de

cloretos, sendo visível apenas uma tendência geral para o decréscimo da capacidade de difusão com

o aumento da resistência à compressão, para um dado tipo de agregado. De facto, cada uma destas

propriedades é afetada de forma diferente pelo tipo de agregado. Estes resultados colocam em causa

as atuais abordagens normativas que classificam a durabilidade dos BEAL em função da sua

resistência mecânica.

Embora o coeficiente de difusão e o coeficiente de absorção evoluam no mesmo sentido,

também se verifica uma correlação relativamente fraca entre estas propriedades. Estas propriedades

implicam mecanismos de transporte diferentes e, como tal, são afetados de forma distinta por alguns

fatores, de que é exemplo o teor de humidade nos espécimes.

De uma modo geral, verifica-se ainda uma fraca correlação entre o coeficiente de difusão e a

resistividade elétrica. As principais razões para este facto, prendem-se com a elevada variabilidade

obtida nos ensaios de resistividade, a diferente influência da microestrutura e composição iónica da

pasta em cada um a das propriedades referidas e ainda as diferenças ao nível do pré-

condicionamento efetuado em ambos os ensaios (tipo de solução de impregnação e tempo de cura).

Assim, conclui-se que nenhuma das propriedades referidas (resistência mecânica, absorção

capilar, resistividade) foi adequada para, em substituição dos ensaios de migração ou dispersão,

avaliar a resistência dos betões à penetração de cloretos.

Em suma, no presente trabalho foi possível caracterizar a resistência à penetração de cloretos

de diferentes soluções correntes, tendo-se concluído, de uma forma geral, que as propriedades de

transporte avaliadas no presente estudo são essencialmente afetadas pela microestrutura da pasta,

existindo uma menor dependência do tipo de agregado. Exceto em misturas com agregados de

elevada porosidade, foi possível produzir betões leves estruturais com durabilidade à penetração de

cloretos, pelo menos tão elevada como a de betões de massa volúmica normal de igual composição.

5.3 Propostas de desenvolvimento futuro

A realização e desenvolvimento da presente dissertação permitiu aprofundar o nível de

conhecimento e informação acerca da durabilidade dos BEAL no que se refere à sua exposição a

81

ambientes marítimos. Contudo, esta abordagem deve ser complementada com outros estudos de

investigação que visem alcançar um conhecimento mais alargado nesta matéria. Como tal, são

sugeridos alguns temas de desenvolvimento no futuro, tais como;

- Análise de betões com outros tipos de adições, nomeadamente filer;

- Análise da evolução da resistência à penetração de cloretos em idades mais avançadas, onde

seja possível ter em consideração o efeito benéfico das adições pozolânicas;

- Averiguação da adequabilidade dos ensaios realizados levando em consideração estudos de

monitorização em diferentes ambientes de exposição real;

- Averiguação da relação entre os coeficientes de difusão dos betões produzidos em obra com

espécimes produzidos em laboratório;

- Investigação da correlação entre os resultados obtidos e outros ensaios indiretos de

caracterização das propriedades de transporte do betão, nomeadamente os ensaios de

permeabilidade e difusão in-situ;

- Estabelecimento de um ranking qualitativo para o ensaio acelerado de migração de cloretos

(RCMT), tendo em conta diferentes tipos de betão.

82

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NTBUILD492. “Concrete, Mortar and Cement Based Repair Materials: Chloride Migration coefficient

from Non-steady State Migration Experiments.” Nordtest 492, Finland, 1999.

TC116-PCD. “Rilem TC 116-PCD: Permeability of concrete as a criterion of its durability.

Recomendations. Tests for gas permeability of concrete, determination of the capillary absorption of

water of hardened concrete.” Materials and Structures, v.32, 1999b: pp174–179.

A

Anexos

B

Anexo1. Absorção Capilar

Relação a/l Tipo de Cimento Tipo de agregado Coeficiente de Absorção (x10-6m/min0,5) Absorção Média (kg/m2)

Cap 1 Cap 2 Cap 3 Coef. Variação abs10min abs20min abs30min abs60min abs3h abs6h abs24h abs72h

0,35

CEM I

Leca 37,1 44,1 37,4 0,10 0,31 0,41 0,48 0,61 0,83 0,99 1,40 1,81

Stalite 39,6 37,6 39,6 0,03 0,28 0,39 0,45 0,59 0,80 0,96 1,40 1,84

Lytag 51,5 56,2 51,9 0,05 0,62 0,74 0,83 1,01 1,28 1,53 2,20 2,90

Argex 41,5 55,2 46,9 0,14 0,27 0,35 0,41 0,54 0,82 1,04 1,63 2,19

NA 41,2 40,5 44,8 0,05 0,24 0,33 0,39 0,50 0,75 0,94 1,44 1,92

CEM IIAD1

Leca 33,4 32,3 41,6 0,14 0,29 0,38 0,43 0,54 0,75 0,90 1,25 1,58

Stalite 33,8 33,7 29,9 0,07 0,24 0,30 0,37 0,45 0,64 0,78 1,18 1,57

NA 39,5 39,2 40,4 0,02 0,23 0,31 0,36 0,49 0,71 0,88 1,29 1,67

CEM IIAD2

Leca 30,5 27,6 27,3 0,06 0,27 0,35 0,40 0,49 0,65 0,77 1,05 1,34

Stalite 28,6 33,9 29,5 0,09 0,24 0,32 0,38 0,46 0,63 0,77 1,09 1,42

NA 28,1 29,4 29,1 0,02 0,21 0,28 0,34 0,43 0,59 0,71 0,98 1,24

CEMIIAV

Leca 69,9 67,9 68,3 0,02 0,41 0,56 0,65 0,80 1,25 1,54 2,25 2,88

Stalite 50,6 50,9 52 0,01 0,34 0,44 0,52 0,69 0,99 1,18 1,67 2,01

NA 54,2 55 59,9 0,05 0,25 0,35 0,42 0,59 0,91 1,17 1,81 2,34

CEMIIBV

Leca 85,5 83 78,6 0,04 0,50 0,67 0,78 0,94 1,50 1,84 2,68 3,37

Stalite 57,2 52,9 57,5 0,05 0,36 0,48 0,57 0,75 1,08 1,29 1,78 2,10

NA 60,5 61,3 63,1 0,02 0,29 0,41 0,48 0,67 1,03 1,30 1,98 2,52

CEMIVA

Leca 45,7 43,5 43,7 0,03 0,36 0,45 0,53 0,68 0,92 1,11 1,53 1,91

Stalite 42,2 42,2 42,3 0,00 0,34 0,45 0,52 0,66 0,91 1,06 1,43 1,74

NA 41,8 43,2 44,8 0,03 0,25 0,32 0,39 0,52 0,77 0,95 1,38 1,74

CEMIVB

Leca 53,6 50,6 51,4 0,03 0,36 0,46 0,55 0,69 0,99 1,22 1,75 2,20

Stalite 51,6 51 51,4 0,01 0,26 0,43 0,52 0,68 0,98 1,18 1,61 1,93

NA 65,5 60,6 63,8 0,04 0,28 0,38 0,46 0,64 1,01 1,30 1,97 2,55

C

Relação a/l Tipo de Cimento Tipo de agregado Coeficiente de Absorção (x10-6m/min0,5) Absorção Média (kg/m2)

Cap 1 Cap 2 Cap 3 Coef. Variação abs10min abs20min abs30min abs60min abs3h abs6h abs24h abs72h

0,45

CEM I

Leca 85,6 73,1 86,9 0,09 0,48 0,67 0,79 1,02 1,50 1,86 2,81 3,71

Stalite 62,3 66,3 68,6 0,05 0,42 0,57 0,69 0,90 1,24 1,55 2,39 3,32

Lytag

Argex

NA 75,5 68 71,7 0,05 0,42 0,57 0,65 0,86 1,27 1,61 2,36 3,00

CEM IIAD1

Leca 60,6 70,1 56,4 0,11 0,47 0,57 0,67 0,85 1,21 1,48 2,20 2,90

Stalite 81,1 67,6 91,8 0,15 0,40 0,56 0,66 0,88 1,35 1,72 2,67 3,54

NA 68,7 67,6 70,8 0,02 0,35 0,48 0,59 0,78 1,17 1,49 2,36 3,21

CEM IIAD2

Leca 77,1 57,8 59,5 0,16 0,35 0,47 0,54 0,72 1,09 1,41 2,27 3,20

Stalite 76,5 68,5 61,1 0,11 0,42 0,60 0,68 0,87 1,27 1,59 2,46 3,29

NA 60,9 65,8 65,1 0,04 0,36 0,48 0,60 0,78 1,15 1,42 2,18 2,89

CEMIIAV

Leca 86,7 80,5 77,3 0,06 0,53 0,72 0,86 1,09 1,54 1,92 2,87 3,80

Stalite 72,4 80,5 74,4 0,06 0,51 0,69 0,81 1,05 1,47 1,81 2,68 3,50

Argex 97,5 66,1 98,6 0,21 0,44 0,60 0,68 0,93 1,42 1,86 3,00 4,06

NA 79,6 72,7 72,9 0,05 0,41 0,55 0,67 0,88 1,31 1,65 2,51 3,22

CEMIIBV

Leca 104,3 117,1 101,8 0,08 0,67 0,88 1,05 1,37 1,98 2,45 3,64 4,62

Stalite 89 92 98,2 0,05 0,61 0,84 0,99 1,29 1,81 2,20 3,20 4,04

Lytag 145,6 121,6 119,4 0,11 1,01 1,27 1,43 1,84 2,53 3,15 4,90 6,42

Argex 116,6 122,5 125,6 0,04 0,55 0,73 0,90 1,22 1,94 2,50 4,01 5,32

NA 112 106,7 108,5 0,02 0,42 0,62 0,75 1,06 1,70 2,19 3,44 4,47

CEMIVA

Leca 67,8 56,6 64,3 0,09 0,55 0,68 0,77 0,95 1,32 1,59 2,26 2,76

Stalite 68,4 83,2 70 0,11 0,45 0,60 0,69 0,92 1,33 1,67 2,49 3,06

NA 73 77 90,1 0,11 0,35 0,48 0,58 0,80 1,26 1,64 2,62 3,45

CEMIVB

Leca 116,8 119 117,5 0,01 0,66 0,92 1,10 1,44 2,13 2,63 3,84 -

Stalite 75 65,4 86,6 0,07 0,59 0,81 0,98 1,36 2,09 2,66 4,19 5,33

NA 105,5 105,2 103,8 0,01 0,51 0,69 0,82 1,12 1,72 2,21 3,59 4,76

D

Relação a/l Tipo de Cimento Tipo de agregado Coeficiente de Absorção (x10-6m/min0,5) Absorção Média (kg/m2)

Cap 1 Cap 2 Cap 3 Coef. Variação abs10min abs20min abs30min abs60min abs3h abs6h abs24h abs72h

0,55

CEM I

Leca 89,7 82,6 77,4 0,07 0,57 0,74 0,85 1,08 1,55 1,95 2,99 3,94

Stalite 88,2 81,2 79,2 0,06 0,57 0,70 0,83 1,05 1,53 1,91 2,91 3,80

Argex 139,1 130,8 125,6 0,05 0,64 0,85 1,01 1,33 2,09 2,76 4,31 5,41

NA 86,5 81,8 92,6 0,06 0,51 0,65 0,77 1,00 1,51 1,91 2,64 3,87

CEM IIAD1 Leca 105,5 108,8 105,6 0,02 0,63 0,83 0,97 1,26 1,87 2,38 3,92 5,24

NA 107,1 105,2 111,3 0,03 0,52 0,71 0,86 1,14 1,77 2,28 3,73 4,73

CEM IIAD2

Leca 113,1 111 111,4 0,03 0,52 0,71 0,86 1,14 1,77 2,28 3,73 4,73

Stalite 114,9 117,9 120,5 0,01 0,62 0,83 0,97 1,26 1,89 2,46 4,11 5,52

NA 128,8 110,4 115,3 0,08 0,55 0,75 0,89 1,20 1,89 2,46 4,06 5,09

CEMIIAV

Leca 125 113,5 109,5 0,07 0,71 0,96 1,15 1,47 2,12 2,67 4,23 5,46

Stalite 100,9 106,5 96,4 0,05 0,72 0,94 1,11 1,38 1,97 2,43 3,74 4,58

NA 135,9 133 126,3 0,04 0,62 0,83 1,00 1,36 2,12 2,74 4,51 5,36

CEMIIBV

Leca 168,4 140 141,4 0,11 0,83 1,10 1,32 1,74 2,57 3,30 5,44 6,97

Stalite 129,9 123,9 125,6 0,02 0,85 1,12 1,31 1,67 2,38 2,97 4,65 5,43

NA 146,8 153,3 164,1 0,06 0,70 0,96 1,16 1,59 2,48 3,21 5,18 5,82

CEM IIAL

Leca 171,5 208,6 194,1 0,10 0,72 0,98 1,17 1,61 2,54 3,40 5,79 6,91

Stalite 128,1 131,2 136,2 0,03 0,70 0,97 1,16 1,53 2,27 2,90 4,61 5,23

NA 130,5 121 121,7 0,04 0,60 0,82 0,98 1,33 2,03 2,63 4,41 5,25

CEM IIBL

Leca 251,5 208,6 194,1 0,14 0,85 1,17 1,42 1,97 3,20 4,33 7,11 8,05

Stalite 224,9 206,5 205 0,05 0,84 1,17 1,44 1,98 3,16 4,27 6,44 6,73

NA 179,8 162,2 164,6 0,06 0,70 0,97 1,18 1,62 2,58 3,43 5,75 6,05

CEMIVA

Leca 108,4 119,9 118,6 0,05 0,66 0,87 1,02 1,36 2,01 2,55 4,05 5,36

Stalite 150,9 151 146,7 0,02 0,68 0,94 1,15 1,54 2,39 3,12 5,19 6,12

NA 130,5 112,8 131,4 0,08 0,55 0,77 0,93 1,29 2,00 2,58 4,25 5,27

CEMIVB

Leca 199,4 194,4 205,6 0,03 0,96 1,27 1,52 2,05 3,19 4,17 6,90 7,97

Stalite 247,9 228,9 231,5 0,04 0,94 1,31 1,60 2,18 3,50 4,75 6,86 7,20

NA 235,6 235 211,4 0,06 0,96 1,38 1,64 2,24 3,55 4,67 6,47 6,67

E

Figura.A 1 - Curvas absorção CEM I (a/l=0,35)

Figura.A 2 - Curvas absorção CEM II AV (a/l=0,35)

Figura.A 3 - Curvas absorção CEM II BV (a/l=0,35)

Figura.A 4 - Curvas absorção CEM II AD1

(a/l=0,35)

Figura.A 5 - Curvas absorção CEM II AD2

(a/l=0,35)

Figura.A 6- Curvas absorção CEM II

IVAv(a/l=0,35)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

Lytag

Argex

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 20 40 60 80

Ab

sorção c

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

F

Figura.A 7 - Curvas absorção CEM II IVB (a/l=0,35)

Figura.A 8 - Curvas absorção CEM I (a/l=0,45)

Figura.A 9 - Curvas absorção CEM II AV (a/l=0,45)

Figura.A 10 - Curvas absorção CEM II

BV(a/l=0,45)

Figura.A 11 - Curvas absorção CEM II AD1

(a/l=0,45)

Figura.A 12 - Curvas absorção CEM II AD2

(a/l=0,45)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

Lytag

Argex

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

0 20 40 60 80 Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

Argex

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

Lytag

Argex

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

G

Figura.A 13 - Curvas absorção CEM IV A

(a/l=0,45)

Figura.A 14 - Curvas absorção CEM IV B(a/l=0,45)

Figura.A 15 - Curvas absorção CEM I(a/l=0,55)

Figura.A 16 - Curvas absorção CEM II

AV(a/l=0,55)

Figura.A 17 - Curvas absorção CEM II

BV(a/l=0,55)

Figura.A 18 - Curvas absorção CEM II

AD1(a/l=0,55)

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80 Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

Lytag

Argex

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

H

Figura.A 19 - Curvas absorção CEM II

AD2(a/l=0,55)

Figura.A 20 - Curvas absorção CEM IV A(a/l=0,55)

Figura.A 21 - Curvas absorção CEM IV B(a/l=0,55)

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

0 20 40 60 80

Ab

osr

ção C

ap

ilar (

kg/m

2)

√t(min0,5)

N.A

Leca

Stalite

I

Anexo2. Penetração de Cloretos

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s

CE

M I

(a/

l=0,3

5)

A.N

1 51,64 39,00 35 46,57 18,3 23 53,03 22,5 19,05 25,16 22,98 20,01 15,28 16,44 15,43 19,19 20,4 8,1

2 52,34 39,00 35 46,57 18,3 23 53,03 22,5 19,35 19,01 22,16 19,91 21,43 18,46 19,22 19,93 20,4 8,5

3 51,52 39,00 35 46,57 18,3 23 53,03 22,5 17,00 17,90 19,12 24,23 15,24 17,28 16,72 18,21 20,4 7,6

Leca

1 50,45 56,67 30 56,67 17,0 24 68,33 21,0 17,49 18,76 18,43 17,70 16,85 16,88 17,12 17,60 19,0 8,0

2 51,33 56,67 30 56,67 17,0 24 68,33 21,0 14,62 16,34 15,58 16,29 16,29 16,77 16,66 16,08 19,0 7,4

3 52,59 56,67 30 56,67 17,0 24 68,33 21,0 17,65 19,95 18,05 17,22 18,22 15,54 16,15 17,54 19,0 8,3

Stalite

1 52,82 37,33 35 44,07 17,7 24 80,23 25,2 14,99 15,13 14,59 17,13 17,10 16,67 15,94 21,5 6,5

2 52,04 37,33 35 44,07 17,7 24 80,23 25,2 19,81 17,75 18,76 18,70 16,92 16,11

18,01 21,5 7,3

3 51,9 37,33 35 44,07 17,7 24 80,23 25,2 15,56 17,69 19,98 19,56 17,55 18,25 18,10 21,5 7,3

Lytag

1 51,15 132,05 25 69,47 18,0 24 76,00 22,5 19,43 20,29 19,44 15,25 16,18 18,93 17,29 18,12 20,3 10,1

2 50,26 132,05 25 69,47 18,0 24 76,00 22,5 15,83 19,72 17,74 14,73 16,80 20,29

17,52 20,3 9,6

3 51,27 132,05 25 69,47 18,0 24 76,00 22,5 17,25 15,94 18,78 19,79 16,36 18,59 17,79 20,3 9,9

Argex

1 52,14 45,05 30 45,05 23,5 24 51,07 24,1 17,39 20,97 18,22 17,91 16,72 17,98 18,20 23,8 8,7

2 49,04 45,05 30 45,05 23,5 24 51,07 24,1 19,42 19,81 14,49 20,81 21,67 19,34 18,97 19,22 23,8 8,7

3 52,24 45,05 30 45,05 23,5 24 51,07 24,1 17,56 17,20 17,73 18,29 16,78 13,43 16,83 23,8 8,0

CE

M I

I/A

-V (

a/l=

0,3

5) A.N

1 52,55 45,00 30 45,00 18,5 24 53,20 22,8 23,79 19,79 20,78 18,74 18,13 20,41 20,27 20,7 9,7

2 51,86 45,00 30 45,00 18,5 24 53,20 22,8 19,98 17,76 19,87 20,34 20,74 23,16

20,31 20,7 9,6

3 51,88 45,00 30 45,00 18,5 24 53,20 22,8 19,40 19,58 20,46 19,34 19,09 18,10 19,33 20,7 9,2

Leca

1 53,1 53,33 30 53,33 21,3 24 19,71 22,58 22,56 22,33 21,62 23,89 22,12 21,3 10,8

2 51,21 53,33 30 53,33 21,3 24

20,73 21,24 21,55 22,15 20,82 21,23

21,29 21,3 10,0

3 53,04 53,33 30 53,33 21,3 24 20,43 20,15 18,94 19,80 19,06 19,09 19,58 21,3 9,5

Stalite

1 49,76 45,67 30 45,67 17,5 24 51,00 25,0 17,49 17,66 19,81 17,52 18,31 17,25 18,01 21,3 8,2

2 47,67 45,67 30 45,67 17,5 24 51,00 25,0 18,70 18,20 18,24 20,61 20,91 22,49

19,86 21,3 8,7

3 51,49 45,67 30 45,67 17,5 24 51,00 25,0 17,03 18,27 18,36 18,31 17,07 18,02 17,84 21,3 8,4

J

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s C

EM

II/

B-V

(a/l

=0,3

5) A.N

1 50,98 46,00 30 46,00 18,5 24 56,57 22,7 22,55 21,21 18,13 21,19 21,48 21,76 21,05 20,6 9,9

2 51,8 46,00 30 46,00 18,5 24 56,57 22,7 20,63 21,14 21,13 21,08 22,43 23,51

21,65 20,6 10,3

3 52,06 46,00 30 46,00 18,5 24 56,57 22,7 21,09 23,02 24,88 22,94 21,98 23,90 22,97 20,6 11,0

Leca

1 51 50,00 30 50,00 21,3 24 66,67 23,0 21,80 23,42 24,47 24,31 24,19 23,91 24,68 23,82 22,2 11,3

2 52,5 50,00 30 50,00 21,3 24 66,67 23,0 21,91 22,11 21,43 22,43 22,03 23,69 22,02 22,23 22,2 10,8

3 52,3 50,00 30 50,00 21,3 24 66,67 23,0 20,14 21,09 22,54 23,80 22,30 22,27 20,36 21,78 22,2 10,5

Stalite

1 52,44 31,00 35 35,33 17,5 24 38,67 21,0 20,26 23,05 24,62 24,80 24,85 22,82 23,40 19,3 9,7

2 50,29 31,00 35 35,33 17,5 24 38,67 21,0 18,09 18,68 22,03 22,22 21,03 21,90

20,66 19,3 8,1

3 52,59 31,00 35 35,33 17,5 24 38,67 21,0 24,71 23,13 20,34 19,34 20,10 21,31 21,49 19,3 8,9

CE

M I

I/A

-D(1

)(a/

l=0,3

5) A.N

1 49,51 43,03 30 43,03 18,0 24 50,40 22,0 19,06 13,63 16,83 15,48 15,25 15,87 18,04 16,31 20,0 7,3

2 52,08 43,03 30 43,03 18,0 24 50,40 22,0 15,13 15,37 14,86 15,37 15,44 15,10 15,66 15,28 20,0 7,1

3 52,25 43,03 30 43,03 18,0 24 50,40 22,0 16,05 13,77 13,42 17,35 15,53 15,37 17,52 15,57 20,0 7,3

Leca

1 48,4 42,67 30 42,67 18,5 24 48,67 25,0 16,65 18,02 16,84 16,03 17,13 16,63 16,88 21,8 7,4

2 50,9 42,67 30 42,67 18,5 24 48,67 25,0 17,18 18,11 18,73 16,71 16,00 15,05

16,96 21,8 7,8

3 49,49 42,67 30 42,67 18,5 24 48,67 25,0 16,20 16,12 16,53 15,54 16,22 17,94 16,43 21,8 7,4

Stalite

1 50,21 22,00 40 29,67 16,0 24 53,33 20,7 10,32 10,60 12,14 11,35 12,48 12,89 11,63 18,4 3,8

2 52,8 22,00 40 29,67 16,0 24 53,33 20,7 11,71 15,53 13,66 12,31 14,41 11,48 11,34 12,92 18,4 4,5

3 53,92 22,00 40 29,67 16,0 24 53,33 20,7 10,54 10,73 11,80 11,53 12,26 13,56 12,17 11,80 18,4 4,2

CE

M I

I/A

-D(2

)(a/

l=0,3

5) A.N

1 52,99 48,95 50 85,10 18,5 24 131,50 23,8 15,08 14,17 21,14 19,21 17,89 16,08 14,44 16,86 21,2 4,9

2 52,44 48,95 50 85,10 18,5 24 131,50 23,8 14,24 11,62 12,11 13,34 12,78 12,60 12,18 12,70 21,2 3,6

3 52,95 48,95 50 85,10 18,5 24 131,50 23,8 15,52 14,21 14,55 12,53 12,86 12,23 14,49 13,77 21,2 3,9

Leca

1 51,3 35,00 35 41,67 22,8 24 47,33 23,1 17,32 16,67 15,46 15,91 15,12 15,33 15,97 23,0 6,4

2 51,08 35,00 35 41,67 22,8 24 47,33 23,1 15,48 16,96 16,59 15,49 16,52 15,85

16,15 23,0 6,4

3 50,74 35,00 35 41,67 22,8 24 47,33 23,1 17,31 16,67 15,05 15,88 16,54 15,30 16,13 23,0 6,4

Stalite

1 52,02 18,33 50 31,00 16,0 24 43,87 21,5 11,89 11,75 12,05 13,59 12,51 13,23 12,23 12,46 18,8 3,5

2 54,38 18,33 50 31,00 16,0 24 43,87 21,5 14,99 13,38 13,73 16,17 14,68 15,34 14,21 14,64 18,8 4,3

3 55,31 18,33 50 31,00 16,0 24 43,87 21,5 11,64 11,55 13,00 14,20 12,57 13,22 11,99 12,60 18,8 3,7

K

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s C

EM

IV

/A (

a/l=

0,3

5)

A.N

1 52,06 44,64 60 98,20 17,2 24 177,70 24,5 20,66 20,23 17,31 17,50 20,90 21,35 19,66 20,9 4,7

2 51,24 44,64 60 98,20 17,2 24 177,70 24,5 18,20 17,95 17,55 16,22 16,66 23,55 17,43 18,22 20,9 4,3

3 51,82 44,64 60 98,20 17,2 24 177,70 24,5 22,65 18,47 19,55 20,76 17,77 17,72 19,49 20,9 4,6

Leca

1 51,88 17,00 50 28,00 19,6 24 39,00 21,4 14,08 14,25 14,73 21,64 22,05 17,00 14,66 16,91 20,5 4,8

2 51 17,00 50 28,00 19,6 24 39,00 21,4 13,50 14,23 15,25 14,01 13,15 13,90 17,08 14,44 20,5 4,0

3 53,06 17,00 50 28,00 19,6 24 39,00 21,4 13,92 12,84 11,06 12,64 15,97 18,68 15,98 14,44 20,5 4,1

Stalite

1 50,77 23,33 50 28,67 19,0 24 46,67 22,0 16,74 15,90 15,91 16,41 16,53 18,13 17,61 16,75 20,5 4,6

2 51,88 23,33 50 28,67 19,0 24 46,67 22,0 15,96 16,49 19,17 14,35 19,21 15,92

16,85 20,5 4,8

3 51 23,33 50 28,67 19,0 24 46,67 22,0 15,50 15,57 15,16 15,66 15,00 15,46 15,39 20,5 4,3

CE

M I

V/B

(a/

l=0,3

5)

A.N

1 50,4 56,16 50 96,20 17,7 24 240,70 25,2 20,20 23,26 25,11 26,63 24,74 25,51 24,24 21,5 6,8

2 52,22 56,16 50 96,20 17,7 24 240,70 25,2 25,80 26,00 25,03 25,25 23,40 19,52

24,17 21,5 7,0

3 50,3 56,16 50 96,20 17,7 24 240,70 25,2 28,75 26,79 25,24 25,99 26,39 22,91 26,01 21,5 7,3

Leca

1 51,65 16,67 50 28,67 19,6 24 46,33 21,3 24,15 23,91 25,12 24,14 22,06 21,10 19,43 22,84 20,5 6,5

2 52,55 16,67 50 28,67 19,6 24 46,33 21,3 16,26 16,03 17,35 19,30 21,27 24,24 24,90 19,90 20,5 5,8

3 51,98 16,67 50 28,67 19,6 24 46,33 21,3 20,46 20,17 23,03 21,94 19,33 21,90 21,14 21,14 20,5 6,1

Stalite

1 51,97 16,67 50 18,33 21,0 24 47,00 24,0 19,15 18,63 19,61 20,06 19,14 18,61 19,20 22,5 5,5

2 50,96 16,67 50 18,33 21,0 24 47,00 24,0 20,60 18,11 16,81 15,44 16,82 17,42 18,00 17,60 22,5 4,9

3 50,91 16,67 50 18,33 21,0 24 47,00 24,0 21,27 18,92 21,48 21,28 21,03 18,43 16,08 19,78 22,5 5,6

L

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s C

EM

I (

a/l=

0,4

5)

A.N

1 53,06 58,93 30 58,93 19,6 24 66,80 24,0 22,23 22,75 24,11 24,29 22,80 22,81 23,17 21,8 11,4

2 52,86 58,93 30 58,93 19,6 24 66,80 24,0 31,06 27,72 28,47 28,50 27,52 25,13

28,07 21,8 13,9

3 54,56 58,93 30 58,93 19,6 24 66,80 24,0 25,98 27,63 25,16 27,06 32,44 27,65 21,8 14,1

Leca

1 50,8 53,33 30 53,33 18,0 24 60,00 20,5 20,03 21,00 21,69 22,08 21,72 20,51 20,30 21,05 19,3 9,8

2 52,2 53,33 30 53,33 18,0 24 60,00 20,5 21,52 19,84 20,96 21,28 22,22 20,48 19,60 20,84 19,3 9,9

3 52,8 53,33 30 53,33 18,0 24 60,00 20,5 21,27 20,55 21,10 21,23 21,17 19,96 20,17 20,78 19,3 10,0

Stalite

1 51,17 51,80 30 51,80 17,6 24 69,40 23,1 28,69 28,67 27,03 25,49 29,37 29,46 29,46 28,31 20,4 13,5

2 51,77 51,80 30 51,80 17,6 24 69,40 23,1 25,92 28,02 26,18 23,67 24,74 26,20 26,57 25,90 20,4 12,5

3 51,58 51,80 30 51,80 17,6 24 69,40 23,1 26,71 25,92 27,95 27,27 27,35 28,53 27,29 27,29 20,4 13,1

Lytag

1 51,18 101,27 20 67,00 18,0 24 66,17 21,5 21,73 20,27 19,13 21,60 22,50 20,52 20,61 20,91 19,8 14,7

2 52,53 101,27 20 67,00 18,0 24 66,17 21,5 27,99 25,62 26,77 19,84 21,53 19,08 17,80 22,66 19,8 16,5

3 51,73 101,27 20 67,00 18,0 24 66,17 21,5 20,51 21,75 20,71 21,85 19,14 20,79 19,8 14,8

Argex

1 50,58 65,00 25 56,00 21,0 24 60,00 25,0 20,26 20,85 21,44 20,91 20,23 21,54 20,57 20,83 23,0 11,7

2 51,97 65,00 25 56,00 21,0 24 60,00 25,0 19,70 21,77 20,22 20,84 20,29 21,98 20,95 20,82 23,0 12,0

3 51,06 65,00 25 56,00 21,0 24 60,00 25,0 20,46 21,38 20,68 20,10 21,10 21,01 20,79 23,0 11,8

CE

M I

I/A

-V (

a/l=

0,4

5)

A.N

1 53,05 70,27 25 58,17 20,5 24 62,90 24,1 24,57 21,94 22,10 24,29 25,16 24,87 24,61 23,93 22,3 14,2

2 50,49 70,27 25 58,17 20,5 24 62,90 24,1 23,39 23,75 26,06 25,66 24,04 25,22 23,32 24,49 22,3 13,9

3 52,29 70,27 25 58,17 20,5 24 62,90 24,1 22,29 24,97 26,99 25,72 24,81 24,93 23,98 24,81 22,3 14,5

Leca

1 51,46 62,00 25 53,33 16,0 24 60,00 13,3 22,63 22,66 23,80 25,99 24,97 23,84 23,98 14,7 13,5

2 53,22 62,00 25 53,33 16,0 24 60,00 13,3 23,95 23,55 22,27 23,42 23,66 23,17

23,34 14,7 13,5

3 49,41 62,00 25 53,33 16,0 24 60,00 13,3 24,89 23,67 22,90 23,56 23,03 23,93 23,66 14,7 12,8

Stalite

1 53,14 64,33 25 54,00 21,0 24 58,33 24,0 22,64 22,33 22,61 25,94 22,76 22,74 22,94 23,14 22,5 13,7

2 49,87 64,33 25 54,00 21,0 24 58,33 24,0 24,72 25,14 22,58 24,89 25,86 25,46 24,94 24,80 22,5 13,9

3 50,3 64,33 25 54,00 21,0 24 58,33 24,0 23,57 22,92 23,81 25,55 25,33 26,24 24,46 24,55 22,5 13,9

Lytag

1 49,59 90,67 20 64,33 23,5 24 59,33 26,0 21,91 21,77 23,39 24,42 23,90 24,34 23,29 24,8 16,3

2 50,18 90,67 20 64,33 23,5 24 59,33 26,0 24,45 26,45 27,50 29,09 29,44 27,99

27,49 24,8 19,7

3 51,15 90,67 20 64,33 23,5 24 59,33 26,0 22,40 23,15 24,83 27,79 28,00 24,51 25,11 24,8 18,2

Argex

1 52,79 60,23 25 50,57 16,5 24 57,60 22,0 18,87 20,53 23,11 24,48 22,09 21,98 20,69 21,68 19,3 12,6

2 52,16 60,23 25 50,57 16,5 24 57,60 22,0 18,85 19,13 18,54 18,29 19,37 19,62 19,76 19,08 19,3 10,8

3 50,96 60,23 25 50,57 16,5 24 57,60 22,0 23,55 22,31 22,69 22,01 24,37 22,21 20,42 22,51 19,3 12,7

M

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s

CE

M I

I/B

-V (

a/l=

0,4

5)

A.N

1 51,63 59,53 30 59,53 17,2 24 84,43 22,7 31,68 28,93 28,17 29,29 31,09 32,81 30,33 20,0 14,7

2 52,02 59,53 30 59,53 17,2 24 84,43 22,7 31,97 28,99 31,94 32,32 32,10 32,83

31,69 20,0 15,5

3 54,5 59,53 30 59,53 17,2 24 84,43 22,7 30,62 32,23 26,47 29,31 28,61 29,98 29,54 20,0 15,0

Leca

1 52,07 56,67 30 56,67 10,0 24 70,33 13,5 31,12 31,17 31,88 32,11 31,45 31,33 31,51 11,8 15,0

2 52,35 56,67 30 56,67 10,0 24 70,33 13,5 29,98 27,46 26,87 27,65 27,29 28,04

27,88 11,8 13,2

3 50,43 56,67 30 56,67 10,0 24 70,33 13,5 29,47 29,52 30,12 29,21 28,36 29,60 29,38 11,8 13,5

Stalite

1 51,65 64,67 25 53,67 20,0 24 63,67 25,0 26,12 28,11 26,16 27,55 29,30 29,48 27,79 22,5 16,2

2 49,99 64,67 25 53,67 20,0 24 63,67 25,0 27,44 25,00 25,87 26,56 28,57 27,35

26,80 22,5 15,1

3 51,92 64,67 25 53,67 20,0 24 63,67 25,0 28,20 26,16 25,87 26,24 25,72 24,80 26,17 22,5 15,3

Lytag

1 52,44 92,33 20 61,67 15,9 24 69,40 22,0 34,40 25,54 26,66 25,70 29,89 31,29 28,91 19,0 21,3

2 51,03 92,33 20 61,67 15,9 24 69,40 22,0 31,27 32,40 27,94 24,90 25,83 27,69

28,34 19,0 20,4

3 52,29 92,33 20 61,67 15,9 24 69,40 22,0 26,64 28,86 31,15 27,77 22,13 28,12 30,91 27,94 19,0 20,5

Argex

1 51,89 57,87 30 57,87 17,5 24 76,37 23,1 29,45 26,48 26,37 28,57 30,49 28,53

28,32 20,3 13,7

2 51,77 57,87 30 57,87 17,5 24 76,37 23,1 24,25 25,46 24,17 26,84 21,88 22,02

24,10 20,3 11,5

3 52,55 57,87 30 57,87 17,5 24 76,37 23,1 25,61 24,63 25,69 25,46 23,05 24,16

24,77 20,3 12,1

CE

M I

I/A

-D(1

) (a

/l=

0,4

5)

A.N

1 52,8 37,47 35 45,60 20,1 24 62,40 21,0 23,85 23,28 25,00 23,64 23,48 23,78 23,84 20,6 10,0

2 50,9 37,47 35 45,60 20,1 24 62,40 21,0 23,80 22,66 24,81 23,11 25,20 21,23

23,47 20,6 9,5

3 51,78 37,47 35 45,60 20,1 24 62,40 21,0 20,57 21,89 23,08 25,16 23,64 24,15 23,08 20,6 9,5

Leca

1 50,53 42,67 30 128,00 19,0 24 58,67 16,0 20,26 20,02 18,69 18,55 20,34 18,48 17,14 19,07 17,5 8,7

2 51,3 42,67 30 128,00 19,0 24 58,67 16,0 15,39 14,72 20,16 16,79 20,53 22,85

18,41 17,5 8,5

3 50,76 42,67 30 128,00 19,0 24 58,67 16,0 20,52 18,71 20,82 19,44 21,98 19,14 20,84 20,21 17,5 9,3

Stalite

1 52,71 42,37 30 42,37 21,0 24 55,00 24,0 21,33 21,69 24,44 25,77 26,15 22,79 19,52 23,10 22,5 11,3

2 50,87 42,37 30 42,37 21,0 24 55,00 24,0 22,21 23,63 24,34 26,59 23,43 24,52 22,94 23,95 22,5 11,4

3 50,58 42,37 30 42,37 21,0 24 55,00 24,0 19,26 20,78 22,80 25,88 23,41 20,52 20,06 21,82 22,5 10,2

Lytag

1 51,18 69,67 25 60,67 24,0 24 72,67 26,5 26,72 27,16 23,41 26,03 27,39 23,76 25,75 25,3 15,0

2 51,42 69,67 25 60,67 24,0 24 72,67 26,5 27,61 27,47 26,03 26,49 27,49 26,27 23,69 26,44 25,3 15,5

3 51 69,67 25 60,67 24,0 24 72,67 26,5 26,07 26,56 25,57 26,13 25,48 25,40 25,87 25,3 15,0

N

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s C

EM

II/

A-D

(2)

(a/l

=0,4

5)

A.N

1 50,65 34,83 35 40,90 20,5 24 62,53 24,3 21,33 21,34 22,92 23,56 22,20 22,50 21,35 22,17 22,4 8,9

2 50,48 34,83 35 40,90 20,5 24 62,53 24,3 24,26 23,66 23,42 24,78 24,38 25,70 26,07 24,61 22,4 9,9

3 52,03 34,83 35 40,90 20,5 24 62,53 24,3 24,30 23,19 24,86 25,21 25,49 23,70 24,46 22,4 10,2

Leca

1 52,88 40,93 30 40,93 21,0 24 52,27 23,6 18,73 19,16 19,34 19,47 18,58 20,29 17,86 19,06 22,3 9,2

2 51,32 40,93 30 40,93 21,0 24 52,27 23,6 18,58 20,43 20,37 20,35 21,45 21,14 22,27 20,66 22,3 9,8

3 52,13 40,93 30 40,93 21,0 24 52,27 23,6 18,71 17,27 19,80 18,53 17,27 17,95 18,97 18,36 22,3 8,7

Stalite

1 50,97 39,67 30 39,67 21,0 24 52,43 23,7 16,55 16,36 22,28 24,90 21,71 20,52 20,39 22,4 9,6

2 51,65 39,67 30 39,67 21,0 24 52,43 23,7 18,74 22,14 23,54 22,20 21,70 20,36

21,45 22,4 10,2

3 51,06 39,67 30 39,67 21,0 24 52,43 23,7 20,16 21,05 20,81 20,78 20,02 21,19 20,67 22,4 9,7

CE

M I

V/A

(a/

l=0,4

5)

A.N

1 51 30,87 35 36,47 18,5 24 65,80 24,0 20,40 19,50 21,77 27,38 22,78 21,63 22,34 22,26 21,3 9,0

2 50,6 30,87 35 36,47 18,5 24 65,80 24,0 22,33 26,88 25,62 24,94 23,34 24,41

24,59 21,3 9,9

3 50 30,87 35 36,47 18,5 24 65,80 24,0 26,31 26,78 28,22 27,64 24,31 26,53 24,55 26,33 21,3 10,5

Leca

1 51,85 29,93 40 39,20 19,2 24 66,00 24,8 26,95 26,12 24,76 27,67 26,97 25,60 30.05 26,35 22,0 9,6

2 50,48 29,93 40 39,20 19,2 24 66,00 24,8 23,44 23,74 24,14 28,78 28,14 24,83 24,46 25,36 22,0 9,0

3 52,77 29,93 40 39,20 19,2 24 66,00 24,8 23,39 23,73 22,67 23,13 24,58 24,05 23,59 22,0 8,7

Stalite

1 51,45 33,43 35 39,53 21,5 24 69,13 24,7 28,54 27,90 30,66 32,79 31,27 30,62 31,75 30,50 23,1 12,7

2 51,2 33,43 35 39,53 21,5 24 69,13 24,7 25,30 27,03 25,32 24,63 29,03 25,67

26,16 23,1 10,8

3 52,17 33,43 35 39,53 21,5 24 69,13 24,7 30,02 27,51 26,01 29,12 27,94 28,96 29,30 28,41 23,1 12,0

CE

M I

V/B

(a/

l=0,4

5)

Leca

1 52,03 17,50 35 38,00 23,5 24 59,67 23,5 23,59 21,86 22,78 20,17 22,50 21,65 22,09 23,5 9,2

2 52,05 17,50 35 38,00 23,5 24 59,67 23,5 22,72 22,38 23,97 23,64 24,47 25,15

23,72 23,5 9,9

3 50,29 17,50 35 38,00 23,5 24 59,67 23,5 20,43 21,45 21,82 21,58 20,55 22,68 21,42 23,5 8,6

Stalite

1 48,49 22,87 40 30,63 17,0 24 65,00 24,0 23,90 23,98 26,41 25,29 22,67 21,05 23,86 23,88 20,5 8,1

2 50,97 22,87 40 30,63 17,0 24 65,00 24,0 22,64 17,93 20,89 21,92 19,50 20,75 18,93 20,37 20,5 7,1

3 48,39 22,87 40 30,63 17,0 24 65,00 24,0 21,65 22,95 28,45 27,31 23,33 28,04 25,29 20,5 8,6

O

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s C

EM

I (

a/l=

0,5

5)

A.N

1 51,35 72,50 25 60,90 19,8 24 68,10 23,5 23,92 25,80 28,68 30,40 30,05 30,04 28,15 21,7 16,3

2 51,24 72,50 25 60,90 19,8 24 68,10 23,5 28,21 26,43 26,60 25,29 26,90 27,46

26,82 21,7 15,5

3 53,31 72,50 25 60,90 19,8 24 68,10 23,5 25,43 26,51 27,96 26,89 24,82 24,89 26,08 21,7 15,6

Leca

1 50,61 83,40 25 68,60 19,0 24 78,97 24,0 34,05 34,54 32,66 30,42 31,87 31,97 32,97 32,64 21,5 18,8

2 51,88 83,40 25 68,60 19,0 24 78,97 24,0 32,72 33,88 32,77 30,80 31,36 30,80

32,06 21,5 18,9

3 52,85 83,40 25 68,60 19,0 24 78,97 24,0 30,00 29,37 29,49 31,99 30,02 30,08 30,16 21,5 18,0

Stalite

1 52,6 75,93 25 63,73 18,1 24 66,77 22,2 23,70 26,60 27,44 26,34 25,87 23,76 25,62 20,2 15,0

2 51,65 75,93 25 63,73 18,1 24 66,77 22,2 24,76 26,08 27,57 25,48 26,32 25,69

25,98 20,2 15,0

3 50,62 75,93 25 63,73 18,1 24 66,77 22,2 30,07 30,95 29,28 29,72 28,73 28,74 29,58 20,2 16,9

Lytag

1 51,43 105,33 20 67,37 20,0 24 72,83 23,5 30,36 30,76 30,68 32,06 30,18 30,50 27,79 30,33 21,8 22,2

2 52,25 105,33 20 67,37 20,0 24 72,83 23,5 24,48 21,55 23,58 19,99 22,39 22,55

22,42 21,8 16,3

3 52,1 105,33 20 67,37 20,0 24 72,83 23,5 27,58 29,22 27,04 30,08 31,29 31,87 27,30 29,20 21,8 21,6

Argex

1 51,41 74,80 25 61,70 19,2 24 69,07 23,3 26,61 27,46 27,23 26,60 27,85 28,39 27,36 21,3 15,8

2 50,58 74,80 25 61,70 19,2 24 69,07 23,3 24,39 25,41 26,29 26,92 22,99 26,63

25,44 21,3 14,4

3 50,83 74,80 25 61,70 19,2 24 69,07 23,3 24,08 25,18 24,99 24,08 22,99 22,19 23,92 21,3 13,6

CE

M I

I/A

-V (

a/l=

0,5

5)

A.N

1 51,39 84,43 15 37,50 20,0 24 43,50 23,0 23,03 21,67 24,33 25,81 27,67 25,61 24,69 21,5 23,9

2 51,14 84,43 15 37,50 20,0 24 43,50 23,0 25,51 22,91 24,94 22,63 21,66 23,67

23,55 21,5 22,6

3 52,2 84,43 15 37,50 20,0 24 43,50 23,0 22,01 20,87 19,99 20,22 26,13 21,29 21,75 21,5 21,1

Leca

1 52,5 81,57 25 67,40 18,1 24 77,70 21,2 32,87 32,09 32,92 32,50 31,24 32,96 32,43 19,7 19,2

2 50,65 81,57 25 67,40 18,1 24 77,70 21,2 35,78 34,74 37,06 36,88 36,36 34,75

35,93 19,7 20,7

3 50,99 81,57 25 67,40 18,1 24 77,70 21,2 34,08 35,82 36,78 37,96 38,30 36,75 36,62 19,7 21,3

Stalite

1 51,75 88,00 15 45,00 22,5 24 50,27 25,5 19,13 19,27 21,27 20,76 21,14 20,37 20,67 20,37 24,0 19,6

2 52,55 88,00 15 45,00 22,5 24 50,27 25,5 23,20 21,53 19,22 20,81 21,29 18,90 18,70 20,52 24,0 20,1

3 51,57 88,00 15 45,00 22,5 24 50,27 25,5 22,51 21,84 19,51 19,97 17,52 15,46 17,21 19,15 24,0 18,3

P

Betão

Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s

Leca

1 51,74 84,17 25 69,07 18,9 24 92,20 24,0 34,74 34,92 35,58 35,33 35,92 35,75 34,99 35,32 21,5 20,9

2 50,61 84,17 25 69,07 18,9 24 92,20 24,0 40,23 39,21 40,68 42,52 40,24 39,61 38,82 40,19 21,5 23,5

3 52,09 84,17 25 69,07 18,9 24 92,20 24,0 37,58 37,42 37,66 36,74 38,75 38,54 35,95 37,52 21,5 22,4

Stalite

1 52,77 84,67 15 43,00 21,5 24 47,77 25,0 27,10 24,33 25,01 24,26 24,44 22,33 22,78 24,32 23,3 24,3

2 52,69 84,67 15 43,00 21,5 24 47,77 25,0 19,78 21,34 23,86 21,51 21,30 21,81 24,02 21,95 23,3 21,6

3 50,11 84,67 15 43,00 21,5 24 47,77 25,0 24,11 23,76 20,70 23,46 23,77 25,57 24,16 23,65 23,3 22,4

CE

M I

I/A

-D(1

) (a

/l=

0,5

5)

A.N

Leca

1 51,16 50,40 15 24,77 21,5 24 30,80 23,0 14,09 15,36 14,09 13,93 17,14 13,68 13,17 14,49 22,3 13,2

2 51,65 50,40 15 24,77 21,5 24 30,80 23,0 12,46 15,41 14,19 13,09 13,96 17,24 13,24 14,23 22,3 13,0

3 52,33 50,40 15 24,77 21,5 24 30,80 23,0 12,63 12,12 12,56 14,80 13,51 13,95 14,86 13,49 22,3 12,4

1 53,25 59,07 30 59,07 18,1 24 79,70 23,4 31,00 32,04 33,51 32,68 34,68 33,08 32,17 32,74 20,8 16,4

2 51,28 59,07 30 59,07 18,1 24 79,70 23,4 35,04 34,89 35,57 37,04 36,15 35,99 35,90 35,80 20,8 17,4

3 51,61 59,07 30 59,07 18,1 24 79,70 23,4 36,62 34,27 34,97 33,32 36,61 35,51 35,47 35,25 20,8 17,2

Stalite

1 52,47 57,47 30 57,47 18,4 24 72,97 22,9 29,46 31,31 35,03 34,53 26,51 28,51 30,89 20,7 15,2

2 51,99 57,47 30 57,47 18,4 24 72,97 22,9 33,71 34,38 36,19 34,95 30,94 30,48

33,44 20,7 16,4

3 51,37 57,47 30 57,47 18,4 24 72,97 22,9 31,99 30,15 35,19 29,82 32,57 24,51 30,71 20,7 14,8

CE

M I

I/A

-D(2

) (a

/l=

0,5

5)

A.N

1 51,64 40,97 15 24,77 21,5 24 30,80 23,0 18,34 15,60 15,60 15,63 16,78 13,98 15,99 22,3 14,9

2 51,96 40,97 15 24,77 21,5 24 30,80 23,0 11,93 14,47 11,47 9,10 9,03 9,53

10,92 22,3 9,7

3 50,74 40,97 15 24,77 21,5 24 30,80 23,0 10,37 12,75 13,41 11,97 14,03 11,36 12,32 22,3 10,9

Leca

1 50,97 57,93 30 57,93 18,2 24 79,07 23,4 38,08 36,96 35,30 34,82 36,61 34,42 36,03 20,8 17,4

2 52,68 57,93 30 57,93 18,2 24 79,07 23,4 33,60 31,30 34,22 30,82 31,48 31,64

32,18 20,8 16,0

3 51,12 57,93 30 57,93 18,2 24 79,07 23,4 32,91 33,02 31,17 32,26 33,51 34,29 32,86 20,8 15,9

Stalite

1 52,09 48,50 15 24,17 22,5 24 30,40 21,5 17,32 17,95 15,76 15,58 14,02 14,57 15,87 22,0 14,8

2 52,39 48,50 15 24,17 22,5 24 30,40 21,5 14,27 13,80 16,85 17,43 16,41 16,00

15,79 22,0 14,8

3 52,24 48,50 15 24,17 22,5 24 30,40 21,5 14,34 13,54 17,10 17,14 17,48 17,80 16,23 22,0 15,3

Q

Betão Agregado Provete Esp. I30V U Iajust Ti Duração If Tf X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 Xmed Tmed D0

mm mA V mA ºC horas mA ºC mm mm ºC x10-12 m2/s C

EM

IV

/A (

a/l=

0,5

5)

A.N

1 51,21 37,43 20 24,90 20,0 24 37,23 22,2 21,92 20,33 17,34 17,04 19,96 21,59 19,70 21,1 13,9

2 51,43 37,43 20 24,90 20,0 24 37,23 22,2 20,44 20,10 18,64 17,43 18,73 19,24

19,10 21,1 13,5

3 52,59 37,43 20 24,90 20,0 24 37,23 22,2 22,06 18,15 16,35 14,90 14,04 15,45 16,83 21,1 11,9

Stalite

1 52,55 55,00 15 27,83 21,5 24 35,63 24,0 23,46 21,97 23,27 23,85 15,79 21,30 26,48 22,30 22,8 21,9

2 50,45 55,00 15 27,83 21,5 24 35,63 24,0 14,45 16,81 17,57 18,30 19,75 19,05 18,78 17,82 22,8 16,5

3 52,27 55,00 15 27,83 21,5 24 35,63 24,0 16,17 15,56 17,94 17,16 17,97 17,03 17,82 17,09 22,8 16,2

CE

M I

V/B

(a/

l=0,5

5)

A.N

1 52,34 37,43 20 24,90 20,0 24 37,23 22,2 27,12 19,14 25,97 24,26 24,16 24,74 27,68 24,72 21,1 18,1

2 50,54 37,43 20 24,90 20,0 24 37,23 22,2 31,83 29,56 28,80 28,83 26,30 28,94 29,75 29,14 21,1 20,9

3 51,8 37,43 20 24,90 20,0 24 37,23 22,2 22,60 24,40 24,41 23,47 23,60 25,40 31,97 25,12 21,1 18,2

Leca

1 51,16 48,47 30 48,47 20,0 24 87,80 26,5 31,66 32,19 33,78 30,45 31,47 34,53 32,35 23,3 15,7

2 50,09 48,47 30 48,47 20,0 24 87,80 26,5 35,00 35,80 35,93 37,12 38,01

36,37 23,3 17,5

3 51,3 48,47 30 48,47 20,0 24 87,80 26,5 40,06 40,62 39,17 39,82 40,41 40,02 23,3 19,7

R

Anexo3. Características do cimento e adições

Parâmetro Norma Cimento I 42,5 R Cinzas volantes Sílica de fumo Filer calcário

Resíduo de peneiração, 45 μm (%) NP EN 196-6:2010 3,50 13,8 96,4 38,6

Superfície específica mássica de Blaine (cm2/g) NP EN 196-6:2010 4388 3909 - -

Resistência à compressão de argamassa

de referência (Mpa)

2 dias

NP EN 196-1:2006

28,67 - - -

7 dias 40,80 - - -

28 dias 52,13 44* - -

Índice de atividade (%) EN 196-1:2006 - 84,40 - -

Expansão (mm) EN 196-3:2005 0,75 - - -

Perda ao fogo (%) NP EN 196-2:2006 secção7 3,64 5,8 2,68 40,69

SiO2+Al2O3+Fe2O3 (%) EN 196-2:2014 18,49+4,95+3,61 50,16+25,62+7,14 94,31+ND+0,03 5,05+1,34+0,82

CaO+MgO (%) - 63,11+1,62 4,29+0,91 2,13+0,41 50,89+0,57

CaO+MgO livre (%) EN 451-1:2006 0,6+0,8 - - -

Massa volúmica (g/cm3) LNEC E 61 (1979) - 2,17 2,01 -

Tempo de presa (min) Inicio

NP EN 196-3 A1:2009 152,5 - - -

Fim 225 - - -

*Argamassa CEM I 42,5R+ 25%Cinzas