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