betões leves estruturais produzidos com escória proveniente da

Betões Leves Estruturais Produzidos com Escória

Proveniente da Ilha de São Miguel

Tiago João de Medeiros Gomes

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Orientador: Professor Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas

Júri

Presidente: Professora Doutora Ana Paula Patrício Teixeira Ferreira Pinto

França de Santana

Orientador: Professor Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas

Vogal: Professor Doutor Pedro Miguel Soares Raposeiro da Silva

Junho de 2014

i

Resumo

Apesar de existirem exemplos de aplicação de betões leves na antiguidade, apenas a

partir de meados do séc. XX ocorreu uma introdução efectiva deste material na construção. Em

algumas obras relevantes, como edifícios de elevado porte e estruturas de grande vão, a

redução de massa volúmica e as melhores características de isolamento térmico têm justificado

o maior custo inicial geralmente associado à produção deste tipo de betões, nomeadamente

quando produzidos com agregados artificiais.

Nestes termos, a exploração e incorporação de agregados leves naturais (ALN) na

produção de betões leves pode conduzir a soluções economicamente mais competitivas. No

entanto, a utilização de ALN está geograficamente limitada aos locais em que ocorre a sua

jazida, para além de existir uma maior variabilidade associada às características das suas

partículas. Assim, os trabalhos publicados neste domínio são ainda escassos e cingem-se, em

geral, a alguns estudos de caracterização que se aplicam apenas ao caso particular de um

determinado tipo de ALN associado a um dado local de jazida.

No arquipélago dos Açores, a escória vulcânica designada de “bagacina”, afigura-se como

uma fonte importante de agregados leves potencialmente adequados para a produção de betão

leve estrutural e não-estrutural. No entanto, apesar de já terem sido realizados alguns estudos

locais que visam a sua inclusão na pavimentação de estradas ou a produção de elementos

não-estruturais, existe ainda um fraco conhecimento da sua utilização em elementos

estruturais. Assim, o presente trabalho tem como principal objectivo a produção e

caracterização de betões estruturais produzidos com agregados de escórias provenientes dos

Açores, em termos das suas principais propriedades mecânicas e de durabilidade.

Para tal, foi efectuada uma campanha experimental que envolveu a produção e

caracterização de betões produzidos com dois tipos de bagacina de granulometria distinta, uma

fracção grossa (bagacina) e uma fracção fina (pó de bagacina), que resultam de um processo

de crivagem e moagem do material proveniente da jazida. Na produção dos betões foram

considerados dois tipos de composições: um betão corrente de menor compacidade (a/c =

0,56); um betão de elevado desempenho (a/c = 0,35). Dentro de cada composição foram ainda

formulados três tipos de betões: um betão de controlo (produzido com agregados de massa

volúmica normal); um betão com agregados grossos de bagacina e areia natural; um betão

com agregado grosso de bagacina e a substituição de parte da areia natural por pó de

bagacina. Os betões foram caracterizados no estado fresco (massa volúmica e

trabalhabilidade) e no estado endurecido (massa volúmica, resistência à compressão,

resistência à compressão diametral, módulo de elasticidade, retracção, absorção capilar,

penetração de cloretos e resistência à carbonatação).

A análise dos resultados obtidos revela que na produção de betões de moderada a

elevada resistência, a introdução de agregados leves de bagacina traduz-se numa diminuição

do desempenho do betão, tanto a nível mecânico, como a nível de durabilidade. No entanto,

para soluções estruturais correntes de baixa a moderada resistência, é possível atingir níveis

de eficiência estrutural elevados.

ii

Palavras-chave: betão leve; agregados naturais de escórias vulcânicas; bagacina;

resistência mecânica; durabilidade.

iii

Abstract

Although the existence of light weight concrete dates back to the ancient times, the

effective introduction of this material on construction works only appeared on the mid-20th

century. Nowadays, the need to decrease the density and to have better insulation features

justifies bigger initial investment on high size buildings and large span structures. This can be

achieved making use of concrete made of artificial lightweight aggregates.

In such terms, the exploration and incorporation of natural lightweight aggregates (NLWA)

in the production of lightweight concretes may lead to more economically competitive solutions.

However, the use of NLWA is geographically limited to the places where its deposits are located

and besides existing a bigger variety associated to the characteristics of its particles. Therefore,

the essays published in these domains are still scarce and, in general, relate only to some

studies of characterization that are only valid in a particular case of a determined type of NLWA

associated to a certain deposit site.

In the Azorean archipelago, the volcanic scoria which is designated by “bagacina”, is an

important source of light aggregates that are potentially adequate for the production of structural

and non-structural lightweight concrete. However, despite some local studies that have been

already conducted concerning the road paving or the production of non-structural elements,

there is, still, little knowledge in the use of bagacina in structural elements. Therefore, this study

aims the production and characterization of structural concrete produced with scoria from

Azores, in terms of its main durability and mechanical properties.

To this end, it was conducted a campaign that involved the production and characterization

of concretes made with two types of different bagacina granulometries, a coarse (bagacina)

and a fine fraction (bagacina powder) that are the result of a sieving and grinding process of the

material from the deposits. In the production of concrete, two types of compositions were

considered: a current concrete of minor capacity (w/c = 0.56); a high performance concrete (w/c

= 0.35). For each type of w/c ratio three types of concrete were produced: a control concrete,

produced with normal weight aggregates; a concrete with coarse bagacina aggregates and

natural sand; a concrete with a coarse bagacina aggregates and the replacement of natural

sand made in part with bagacina powder. The concretes were characterized in the fresh state

(fresh density and workability) and in the hardened state (dry density, compressive strength,

spitting tensile strength, elasticity modulus, dry shrinkage, capillary absorption, chloride

penetration and carbonation resistance). This study reveal that in the production of concretes of

moderate to high strength, the introduction of lightweight aggregates of bagacina reduces the

mechanical and durability performance of concrete. However, for common structural solutions of

low to moderate strength, it’s possible to achieve high levels of structural efficiency.

Key words: lightweight concrete; natural volcanic scoria aggregates; bagacina;

mechanical resistance; durability.

iv

Agradecimentos

A elaboração da presente dissertação marca uma importante fase da minha vida

académica. Ao finalizá-la, gostaria de deixar o meu apreço e os meus sinceros agradecimentos

a todas as pessoas que, de alguma forma, contribuíram para a sua realização.

Ao Professor Doutor José Bogas, orientador científico da presente dissertação, manifesto

um agradecimento especial pela disponibilidade e empenho demonstrados durante todo o

período de investigação. Pela exigência e rigor que o caracterizam, factores imprescindíveis no

garante da qualidade desta mesma dissertação, bem como pela amizade, confiança e

conhecimento transmitido, que tanto contribuíram para a superação dos obstáculos

encontrados e para o alcance dos objectivos definidos.

Aos Srs. Leonel, João Lopes e Fernando Alves, funcionários técnicos do Laboratório de

Materiais de Construção do IST, pela disponibilidade e apoio dispensados ao longo de toda a

temporada passada em laboratório.

Ao Diogo Pedro, Miguel Bravo, Jorge Pontes e Sofia Real, meus colegas de laboratório,

expresso a minha gratidão pelo espírito de entreajuda, pela camaradagem e pela amizade,

sempre presentes, em toda a campanha experimental e não só.

Aos meus pais, Filomena e João Carlos, pelo apoio, confiança e carinho incondicional

demonstrados ao longo de toda a minha vida e, em especial, no meu percurso académico.

Agradeço-lhes, também, a oportunidade que me concederam e toda a força que me

dispensaram para que conseguisse superar os momentos mais difíceis.

À minha restante família, em particular, aos meus irmãos e à minha avó “Lisa”, que sempre

estiveram presentes e que sempre me levaram a querer ser motivo de orgulho para as suas

vidas.

À minha companheira Maria, deixo o meu especial apreço pela atenção, preocupação e

incentivo indispensáveis na realização do presente trabalho.

Ao meu tio Paulo Mont’ Alverne, pela disponibilidade e informações fornecidas, as quais

contribuíram para o enriquecimento desta dissertação.

Ao meu colega e amigo Nuno Pacheco, que, embora de férias, não hesitou em ajudar-me

nos dias mais difíceis de laboratório. Agradeço-lhe por isso e pelo incessante companheirismo

demonstrado.

Aos meus amigos, em especial, Filipe Simas, Manuel Rego, Fábio Fagundes e Ivo Couto,

pela amizade, pelo apoio, elementos fulcrais para o meu desenvolvimento pessoal e,

consequentemente, para um eficaz desenvolvimento deste trabalho.

Ao Doutor Victor Hugo Forjaz, Profª Doutora Zilda França, Engenheira Judith Tavares,

Prof. Manuel Francisco Pereira e Engenheiro Carlos Fraga, por cederem grande parte da

informação e do material bibliográfico necessário para o desenvolvimento do presente estudo.

v

Siglas / Acrónimos

a/c - relação água / cimento

AL - agregados leves

ALN - agregados leves naturais

AG - agregados normais

AGE - agregado grosso de escória (bagacina)

AFE - agregado fino de escória (bagacina)

AGN - agregado grosso normal

AFN - agregado fino normal

BN - betão normal

BN 56 - betão normal de relação a/c = 0,56

BN 35 - betão normal de relação a/c = 0,35

BEAL - betão estrutural de agregados leves

BL 56 - betão leve com agregados grossos de bagacina de relação a/c = 0,56

BL 35 - betão leve com agregados grossos de bagacina de relação a/c = 0,35

BAFL 56 - betão leve com agregados finos leve de bagacina de relação a/c = 0,56

BAFL 35 - betão leve com agregados finos leve de bagacina de relação a/c = 0,35

vi

Índice

Capítulo 1 Introdução .......................................................................................................................................... 1.1

1.1 Considerações iniciais ........................................................................................................................... 1.1

1.2 Objectivos ............................................................................................................................................... 1.2

1.3 Metodologia e organização do trabalho ................................................................................................ 1.2

Capítulo 2 Escórias vulcânicas como material de construção ......................................................................... 2.1

2.1 Enquadramento ...................................................................................................................................... 2.1

2.2 Escórias vulcânicas ............................................................................................................................... 2.2

2.2.1 Génese de formação das escórias vulcânicas ..................................................................................... 2.2

2.2.2 Principais propriedades ....................................................................................................................... 2.3

2.3 Escória vulcânica existente nos Açores ............................................................................................... 2.4

2.3.1 Aspectos geológicos, químicos e mineralógicos .................................................................................. 2.4

2.3.2 Locais de jazida e extracção ................................................................................................................ 2.6

2.3.3 Recursos existentes............................................................................................................................. 2.8

2.3.4 Principais aplicações na construção açoriana ...................................................................................... 2.9

2.4 Características e propriedades da “bagacina” proveniente de São Miguel ..................................... 2.10

2.4.1 Forma, textura e granulometria .......................................................................................................... 2.10

2.4.2 Massa volúmica, porosidade e absorção ........................................................................................... 2.12

2.4.3 Resistência mecânica ........................................................................................................................ 2.13

2.5 Principais propriedades de betões estruturais produzidos com agregados naturais de origem

vulcânica ............................................................................................................................................................. 2.14

2.5.1 Características gerais ........................................................................................................................ 2.14

2.5.2 Resistência mecânica ........................................................................................................................ 2.16

2.5.3 Retracção .......................................................................................................................................... 2.23

2.5.4 Durabilidade ...................................................................................................................................... 2.24

Capítulo 3 Campanha experimental.................................................................................................................... 3.1

3.1 Descrição da campanha experimental .................................................................................................. 3.1

3.2 Materiais .................................................................................................................................................. 3.1

3.2.1 Ensaios realizados aos agregados ...................................................................................................... 3.1

3.3 Estudo da formulação dos betões ....................................................................................................... 3.13

3.3.1 Introdução.......................................................................................................................................... 3.13

3.3.2 Máxima dimensão do agregado ......................................................................................................... 3.13

3.3.3 Volume de vazios .............................................................................................................................. 3.14

3.3.4 Índice de vazios ................................................................................................................................. 3.14

3.3.5 Dosagem de cimento na amassadura ................................................................................................ 3.15

3.3.6 Dosagem de água na amassadura .................................................................................................... 3.15

3.3.7 Volume de cimento ............................................................................................................................ 3.16

3.3.8 Volume de partículas sólidas ............................................................................................................. 3.16

3.3.9 Percentagem do volume de cimento em relação ao volume de partículas sólidas ............................. 3.16

vii

3.3.10 Curva de referência de Faury ........................................................................................................ 3.17

3.3.11 Formulação dos restantes betões a partir do BL ........................................................................... 3.21

3.3.12 Correcção da relação água / cimento ............................................................................................ 3.23

3.4 Composição dos betões a fabricar ...................................................................................................... 3.24

3.5 Produção dos betões ........................................................................................................................... 3.24

3.5.1 Amassadura ...................................................................................................................................... 3.24

3.5.2 Moldagem e vibração ......................................................................................................................... 3.25

3.5.3 Condições de cura ............................................................................................................................. 3.26

3.6 Ensaios do betão no estado fresco ..................................................................................................... 3.26

3.6.1 Ensaio de abaixamento (cone de Abrams) ......................................................................................... 3.27

3.6.2 Massa volúmica fresca ...................................................................................................................... 3.28

3.7 Ensaios do betão no estado endurecido ............................................................................................ 3.29

3.7.1 Massa volúmica ................................................................................................................................. 3.30

3.7.2 Resistência à compressão ................................................................................................................. 3.32

3.7.3 Resistência à tracção por compressão diametral ............................................................................... 3.34

3.7.4 Módulo de elasticidade ...................................................................................................................... 3.35

3.7.5 Retracção .......................................................................................................................................... 3.37

3.7.6 Absorção capilar ................................................................................................................................ 3.39

3.7.7 Resistência à carbonatação ............................................................................................................... 3.41

3.7.8 Resistência à penetração de cloretos ................................................................................................ 3.42

Capítulo 4 Apresentação e discussão de resultados ........................................................................................ 4.1

4.1 Ensaios aos agregados .......................................................................................................................... 4.1

4.1.1 Análise granulométrica ........................................................................................................................ 4.1

4.1.2 Massa volúmica e absorção de água ................................................................................................... 4.7

4.1.3 Baridade e volume de vazios ............................................................................................................. 4.10

4.1.4 Índice de forma .................................................................................................................................. 4.11

4.1.5 Resistência ao esmagamento ............................................................................................................ 4.12

4.2 Comportamento dos betões no estado fresco ................................................................................... 4.12

4.2.1 Abaixamento ...................................................................................................................................... 4.12

4.2.2 Massa volúmica fresca ...................................................................................................................... 4.14

4.3 Massa volúmica no estado endurecido............................................................................................... 4.16

4.4 Comportamento dos betões no estado endurecido ........................................................................... 4.18

4.4.1 Resistência à compressão ................................................................................................................. 4.18

4.4.2 Resistência à tracção por compressão diametral ............................................................................... 4.28

4.4.3 Módulo de elasticidade ...................................................................................................................... 4.33

4.4.4 Retracção .......................................................................................................................................... 4.38

4.4.5 Absorção capilar ................................................................................................................................ 4.43

4.4.6 Resistência à carbonatação ............................................................................................................... 4.46

4.4.7 Resistência à penetração de cloretos ................................................................................................ 4.52

viii

Capítulo 5 Conclusões ........................................................................................................................................ 5.1

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

5.2 Conclusões gerais .................................................................................................................................. 5.1

5.3 Propostas de desenvolvimento futuro .................................................................................................. 5.5

Referências bibliográficas......................................................................................................................................... 6.1

Anexo I Carta geológica da ilha de S. Miguel (Serviços Geológicos de Portugal) .............................................. A

Anexo I Ficha técnica - Cimento Portland ............................................................................................................. B

Anexo II Ficha técnica - Superplastificante ............................................................................................................ D

Anexo III Agregados vistos em microscópio ...................................................................................................... F

Anexo IV Análise granulométrica ....................................................................................................................... G

Anexo V Massa volúmica e absorção de água ....................................................................................................... H

Anexo VI Baridade e volume de vazios ............................................................................................................... H

Anexo VII Índice de forma ..................................................................................................................................... H

Anexo VIII Massa volúmica no estado fresco ........................................................................................................ I

Anexo IX Resistência à compressão ................................................................................................................... J

Anexo X Resistência à tracção por compressão diametral .................................................................................. M

Anexo XI Módulo de elasticidade ....................................................................................................................... M

Anexo XII Massa volúmica no estado endurecido ............................................................................................... N

Anexo XIII Retracção .............................................................................................................................................. N

Anexo XIV Absorção capilar .................................................................................................................................. O

Anexo XV Resistência à carbonatação ................................................................................................................ Q

Anexo XVI Resistência à penetração de cloretos ................................................................................................. S

Índice de figuras

Figura 2.1 - Classificação do BEAL em função da massa volúmica (Asgeirsson 1994). ...................................... 2.1

Figura 2.2 - Representação dos recursos geológicos encontrados à superfície da ilha de São Miguel (adaptado de

Zbyszewski et al., 1959). .............................................................................................................................................. 2.6

Figura 2.3 - Volume de massas minerais extraídas de áreas de extracção licenciadas, por ilha (m3), em 2011

(PAE 2012). ................................................................................................................................................................. 2.7

Figura 2.4 - Pedreira do Pico das Murtas I (PAE 2012). ...................................................................................... 2.7

Figura 2.5 - Pedreira da Mata das Feiticeiras (PAE 2012). .................................................................................. 2.7

Figura 2.6 - Pico do Carvão I (PAE 2012). ........................................................................................................... 2.8

Figura 2.7 - Pico da Manteiga (PAE 2012). ......................................................................................................... 2.8

Figura 2.8 - Pico da Criação (PAE 2012). ............................................................................................................ 2.8

Figura 2.9 - Blocos de alvenaria produzidos através de bagacina (Carvalho 2008). ............................................ 2.9

Figura 2.10 - Uso de bagacina como camada de desgaste no caminho municipal da Tronqueira (cedida por

António Rodrigues). ..................................................................................................................................................... 2.9

Figura 2.11 - Relação entre a resistência à compressão e da argamassa utilizada na produção do betão com

agregados leves (FIP 1983). ...................................................................................................................................... 2.16

Figura 2.12 - Resistência à compressão por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias

(EuroLightCon 2000). ................................................................................................................................................. 2.20

ix

Figura 2.13 - Módulo de elasticidade por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias (EuroLightCon

2000). ........................................................................................................................................................................ 2.23

Figura 2.14 - Retracção associada à % de escória incrementada no betão (Hossain 2006). ............................. 2.24

Figura 2.15 - Absorção capilar medida às 2, 6, 24 e 72 horas de ensaio (Parhizkar et al. 2011). ...................... 2.25

Figura 2.16 - Resultados da absorção capilar às primeiras horas de ensaio para betão de pedra-pomes

(EuroLightCon 2000). ................................................................................................................................................. 2.26

Figura 2.17 - Resultados da absorção capilar para betão de pedra-pomes (EuroLightCon 2000). ..................... 2.26

Figura 2.18 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por % de areia substituída (Assas 2012). ....... 2.27

Figura 2.19 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por valor da resistência à compressão obtido

(Assas 2012). ............................................................................................................................................................. 2.27

Figura 2.20 - Valores obtidos por Gündüz el al. (2004) no ensaio de carbonatação acelerada. ......................... 2.28

Figura 3.1 - Máquina de agitação de peneiros automática. .................................................................................. 3.3

Figura 3.2 - Picnómetro com bagacina na medição da massa M2 ........................................................................ 3.5

Figura 3.3 - Secagem da superfície do agregado por intermédio de um pano absorvente. .................................. 3.5

Figura 3.4 - Secagem dos agregados finos ......................................................................................................... 3.6

Figura 3.5 - Deformação aceitável (agregado fino com superfície seca). ............................................................. 3.6

Figura 3.6 - Medição da massa M2. ..................................................................................................................... 3.8

Figura 3.7 - Medição do comprimento de uma partícula (brita1) com o auxílio de um paquímetro. .................... 3.11

Figura 3.8 - Mesa vibratória e recipiente com AGB............................................................................................ 3.12

Figura 3.9 - AGN esmagado após ensaio. ......................................................................................................... 3.12

Figura 3.10 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 56) ................................................................................ 3.18

Figura 3.11 - Método gráfico para cálculo das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 56) ..... 3.19

Figura 3.12 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 35). ............................................................................... 3.20

Figura 3.13 - Método gráfico do cálculos das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 35). ..... 3.21

Figura 3.14 - Provetes após desmoldagem (24 horas). ..................................................................................... 3.25

Figura 3.15 - Ensaio do abaixamento (cone de Abrams): a) válido, b) deformado. ............................................ 3.28

Figura 3.16 - Pesagem do provete imerso em água. ......................................................................................... 3.31

Figura 3.17 - Prensa hidráulica e consola de comando. .................................................................................... 3.32

Figura 3.18 - Roturas inválidas dos provetes cúbido (NP EN 12390-3 2001). .................................................... 3.33

Figura 3.19 - Roturas válidas dos provetes cúbicos (NP EN 12390-3 2001). ..................................................... 3.33

Figura 3.20 - Rotura válida do provete (BL 35). ................................................................................................. 3.33

Figura 3.21 - Rotura válida do provete (BN 35). ................................................................................................ 3.33

Figura 3.22 - Ensaio de compressão diametral utilizando um aparelho próprio para posicionamento do provete.

.................................................................................................................................................................................. 3.34

Figura 3.23 - Rectificadora para provetes cilindricos. ........................................................................................ 3.37

Figura 3.24 - Esquema de ensaio utilizado para medição do módulo de elasticidade. ....................................... 3.37

Figura 3.25 - medição da retracção através de um aparelho de medição de retracções/expansões. ................. 3.38

Figura 3.26 - Provetes protegidos por campânula no ensaio de absorção capilar. ............................................ 3.40

Figura 3.27 - Processo de secagem da base dos provetes no ensaio de absorção capilar. ............................... 3.40

Figura 3.28 - Câmara de carbonatação. ............................................................................................................ 3.42

Figura 3.29 - “Bolachas” com topos impermeabilizados com tinta acrílica. ........................................................ 3.42

Figura 4.1 - Curva granulométrica da brita 1. ...................................................................................................... 4.2

Figura 4.2 - Curva granulométrica do bago de arroz. ........................................................................................... 4.3

Figura 4.3 - Curva granulométrica da areia grossa. ............................................................................................. 4.4

Figura 4.4 - Curva granulométrica da areia fina ................................................................................................... 4.5

Figura 4.5 - Curva granulométrica da bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo

fornecedor. .................................................................................................................................................................. 4.6

Figura 4.6 - Curva granulométrica do pó de bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo

fornecedor. .................................................................................................................................................................. 4.7

Figura 4.7 - Valores das massas volúmicas dos materiais utilizados. .................................................................. 4.8

Figura 4.8 - Absorção de água às 24 horas dos materiais utilizados. .................................................................. 4.8

x

Figura 4.9 - Partícula de bagacina vista em lupa binocular (malha 1mm). ........................................................... 4.9

Figura 4.10 - Partícula de brita1 vista em lupa binocular (malha 1mm). ............................................................... 4.9

Figura 4.11 - Comparação entre os resultados obtidos na presente campanha e os indicados pelo fornecedor. . 4.9

Figura 4.12 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados.................................................................... 4.10

Figura 4.13 - Volume de vazios dos agregados ensaiados. ............................................................................... 4.10

Figura 4.14 - Comparação entre os resultados obtidos na campanha experimental e os facultados pelo

fornecedor. ................................................................................................................................................................ 4.11

Figura 4.15 - Valores de abaixamento obtidos e intervalo de tolerância permitido. ............................................ 4.13

Figura 4.16 - Comparação entre as curvas – S de Mortsell, para BN, e as curvas modificadas para BEAL

(EuroLightConR5 2000). ............................................................................................................................................ 4.14

Figura 4.17 - Valores da massa volúmica fresca dos BL relativamente ao BN. .................................................. 4.15

Figura 4.18 - Relação entre a MV teórica e a obtida em ensaio. ........................................................................ 4.16

Figura 4.19 - Massa volúmica aos 28 dias de idade e massa volúmica seca. .................................................... 4.17

Figura 4.20 - Relação entre a (ρ28d-ρs)/ρs e a massa volúmica seca. .............................................................. 4.18

Figura 4.21 - Evolução da resistência à compressão dos betões analisados. .................................................... 4.19

Figura 4.22 - Resistência relativa dos BEAL em relação aos BN de iguais relações a/c. ................................... 4.20

Figura 4.23 - Relação entre a resistência à compressão com a relação a/c. ..................................................... 4.21

Figura 4.24 - Relação entre a resistência à compressão em cubos (15 cm de aresta) e cilindros (⏀15x30 cm). 4.21

Figura 4.25 - Regressão entre a resistência nos betões de bagacina e a resistência da argamassa de composição

semelhante à utilizada na produção dos mesmos betões. ......................................................................................... 4.22

Figura 4.26 - Evolução da resistência média à compressão para as misturas com a/c = 0,56. .......................... 4.24

Figura 4.27 - Evolução da resistência média à compressão para as misturas com a/c = 0,35. .......................... 4.24

Figura 4.28 - Coeficientes de endurecimento para os betões estudados e comparação com a expressão sugerida

na NP EN 1992-1-1 (2010): a) a/c = 0,56; b) a/c = 0,35. ............................................................................................ 4.25

Figura 4.29 - Relação entre a resistência à compressão e a massa volúmica seca aos 28 dias. ....................... 4.28

Figura 4.30 - Superfície de rotura (BL56) após ensaio à compressão diametral. ............................................... 4.29

Figura 4.31 - Relação da resistência à tracção com a relação a/c. .................................................................... 4.30

Figura 4.32 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão nos BEAL..... 4.30

Figura 4.33 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão aos 28 dias. . 4.31

Figura 4.34 - Relação entre a resistência à tracção e a massa volúmica seca. ................................................. 4.32

Figura 4.35 - Relação entre o módulo de elasticidade e a relação a/c. .............................................................. 4.35

Figura 4.36 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão em cilindros nos BEAL. ... 4.35

Figura 4.37 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão. ....................................... 4.36

Figura 4.38 - Relação entre o módulo de elasticidade e a massa volúmica seca. .............................................. 4.37

Figura 4.39 - Relação entre o quadrado da massa volúmica seca e o módulo de elasticidade normalizado a

. ..................................................................................................................................................................... 4.38

Figura 4.40 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,56. .................... 4.40

Figura 4.41 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,35. .................... 4.40

Figura 4.42 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BL. ............................ 4.41

Figura 4.43 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BAFL. ........................ 4.41

Figura 4.44 - Comparação entre os BL, estimativa normativa e os resultados obtidos por Hossain (2006). ....... 4.42

Figura 4.45 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,56. .................................. 4.44

Figura 4.46 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,35. .................................. 4.44

Figura 4.47 - Coeficientes de absorção referentes aos betões estudados. ........................................................ 4.45

Figura 4.48 - Coeficientes de carbonatação dos betões formulados. ................................................................. 4.47

Figura 4.49 - Influência do agregado no avanço da carbonatação: a) BL35; b) BL56. ....................................... 4.48

Figura 4.50 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,56. ........................... 4.49

Figura 4.51 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,35. ........................... 4.49

Figura 4.52 - Evolução da frente de carbonatação ao longo do tempo de ensaio na mistura BL56. ................... 4.50

Figura 4.53 - Evolução da frente de carbonatação ao longo do tempo de ensaio na mistura BL35. ................... 4.50

Figura 4.54 - Relação entre os coeficientes de carbonatação e absorção capilar aos 28 dias de idade............. 4.51

xi

Figura 4.55 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de carbonatação. ......................... 4.51

Figura 4.56 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de carbonatação. ......................... 4.52

Figura 4.57 - Coeficientes de difusão médios dos betões formulados. .............................................................. 4.53

Figura 4.58 - Relação entre os coeficientes de difusão e absorção capilar aos 28 dias de idade....................... 4.55

Figura 4.59 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de difusão. ................................... 4.55

Figura 4.60 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de difusão. ................................... 4.56

Índice de quadros

Quadro 2.1 - Classificação dos materiais piroclásticos de acordo com a dimensão dos fragmentos, segundo

Mcdonald (1982). ......................................................................................................................................................... 2.3

Quadro 2.2 - Ensaios laboratoriais das escórias vulcânicas inventariadas (Fraga 1988). .................................. 2.10

Quadro 2.3 - Massas volúmicas e absorção das amostras analisadas por Fraga (1988). .................................. 2.12

Quadro 2.4 - Perdas por desgaste na máquina de Los Angeles segundo a E-237 do LNEC (Fraga 1988). ....... 2.13

Quadro 2.5 - Resultado do ensaio de esmagamento das amostras ensaiadas (Fraga 1988). ............................ 2.14

Quadro 2.6 - Composições dos betões produzidos por Hossain (2006)............................................................. 2.17

Quadro 2.7 - Composições e resultados obtidos na campanha experimental de Kiliç et al. (2009). ................... 2.18

Quadro 2.8 - Composições dos betões produzidos por Assas (2012) para cada % de substituição de areia

efectuada. .................................................................................................................................................................. 2.18

Quadro 2.9 - Resultados obtidos por Assas (2012) para a mistura A e B. ......................................................... 2.19

Quadro 2.10 - Composições e resultados obtidos nos betões de escórias produzidos pela EuroLightCon (2000).

.................................................................................................................................................................................. 2.19

Quadro 2.11 - Composições dos betões produzidos, por fracções, por Kiliç et al. (2003). ................................. 2.21

Quadro 2.12 - Resultados para a resistência à compressão e à tracção obtidos por Kiliç et al. (2003). ............. 2.22

Quadro 2.13 - Resultados obtidos pelo EuroLightCon (2000) para a resistência à tracção das séries 3, 4 e 5. . 2.22

Quadro 2.14 - Resultado obtido pela EuroLightCon (2000) para o módulo de elasticidade nos betões produzidos

com escórias. ............................................................................................................................................................. 2.23

Quadro 2.15 - Composições dos betões produzidos por Parhizkar et al. (2011). ............................................... 2.25

Quadro 2.16 - Composição dos betões produzidos por Gündüz el al. (2004). ................................................... 2.28

Quadro 3.1 - Documentos normativos referentes à caracterização dos agregados. ............................................ 3.2

Quadro 3.2 - Massa mínima da amostra na análise granulométrica .................................................................... 3.2

Quadro 3.3 - Massa mínima da amostra para o ensaio de massa volúmica e absorção de água. ....................... 3.5

Quadro 3.4 - Volume mínimo do recipiente na baridade. ..................................................................................... 3.8

Quadro 3.5 - Massa mínima da amostra no índice de forma. ............................................................................ 3.10

Quadro 3.6 - Volume de vazios de acordo com a máxima dimensão do agregado (Nepomuceno 1999). .......... 3.14

Quadro 3.7 - Classificação da trabalhabilidade. ................................................................................................. 3.15

Quadro 3.8 - Valores dos parâmetros K e K’. .................................................................................................... 3.15

Quadro 3.9 - Valores dos parâmetros A e B. ..................................................................................................... 3.17

Quadro 3.10 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury. ......................................................................... 3.18

Quadro 3.11 - Quadro resumo relativos à curva de referência de Faury sem cimento. ...................................... 3.18

Quadro 3.12 - Percentagens de agregado a incorporar na mistura.................................................................... 3.19

Quadro 3.13 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury. ......................................................................... 3.20

Quadro 3.14 - Quadro resumo dos valores da curva em cimento de Faury. ..................................................... 3.20

Quadro 3.15 - Quantidades de agregados a incorporar na mistura BL. ............................................................. 3.21

Quadro 3.16 - Ajuste da curva granulométrica brita1/bago de arroz com a da bagacina.................................... 3.22

Quadro 3.17 - Ajuste da curva granulométrica areia grossa/fina com a da areia fina/pó de bagacina ................ 3.23

Quadro 3.18 - Composições dos betões estudados na campanha experimental. .............................................. 3.24

Quadro 3.19 - Condições de cura dos provetes dado a natureza de cada ensaio.............................................. 3.26

Quadro 3.21 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado fresco. .............................. 3.27

xii

Quadro 3.22 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado endurecido. ...................... 3.30

Quadro 3.23 - Correção da voltagem. ............................................................................................................... 3.45

Quadro 4.1 - Análise granulométrica da brita 1. ................................................................................................... 4.1

Quadro 4.2 - Análise granulométrica do bago de arroz. ....................................................................................... 4.2

Quadro 4.3 - Análise granulométrica da areia grossa. ......................................................................................... 4.3

Quadro 4.4 - Análise granulométrica da areia fina. .............................................................................................. 4.4

Quadro 4.5 - Análise granulométrica da bagacina. .............................................................................................. 4.5

Quadro 4.6 - Análise granulométrica do pó de bagacina. .................................................................................... 4.6

Quadro 4.7 - Resultados obtidos na campanha experimental para as massas volúmicas e absorção de água. .. 4.7

Quadro 4.8 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados. ................................................................... 4.10

Quadro 4.9 - Índice de forma obtidos para a brita 1 e bagacina. ........................................................................ 4.11

Quadro 4.10 - Resistência ao esmagamento da bagacina. ................................................................................ 4.12

Quadro 4.11 - Valores obtidos para o abaixamento. .......................................................................................... 4.13

Quadro 4.12 - Massa volúmica fresca experimental e teórica para as composições estudadas. ....................... 4.15

Quadro 4.13 - Massas volúmicas experimentais e respectivas classes. ............................................................ 4.17

Quadro 4.14 - Resistência à compressão nas idades estudadas e outros parâmetros. ..................................... 4.19

Quadro 4.15 - Estimativa da resistência do agregado no betão segundo a expressão 4.2. ............................... 4.23

Quadro 4.16 - Eficiência estrutural das composições estudadas. ...................................................................... 4.26

Quadro 4.17 - Resistência à tracção aos 28 dias de idade e outros parâmetros. ............................................... 4.28

Quadro 4.18 - Eficiência estrutural à tracção. .................................................................................................... 4.32

Quadro 4.19 - Módulo de elasticidade aos 28 dias e outros parâmetros. ........................................................... 4.33

Quadro 4.20 - Retracção total registada nos betões estudados, ao longo do tempo. ......................................... 4.38

Quadro 4.21 - Resultados da absorção capilar dos betões estudados, aos 28 dias........................................... 4.43

Quadro 4.22 - Coeficientes de carbonatação e profundidade de carbonatação aos 90 dias dos betões estudados.

.................................................................................................................................................................................. 4.47

Quadro 4.23 - Estimativa do nº de anos até ao início da despassivação das armaduras. .................................. 4.50

Quadro 4.24 - Coeficientes médios de difusão de cloretos, aos 28 dias, dos betões estudados. ....................... 4.53

1.1

Capítulo 1 Introdução

1.1 Considerações iniciais

Numa envolvente em que o betão representa o material estrutural mais utilizado na indústria da

construção, existe a necessidade de explorar outras soluções alternativas dentro deste domínio que

possam ser mais vantajosas.

Uma eventual redução do peso próprio das estruturas de betão, por intermédio de uma

diminuição da massa volúmica do betão, permite reduzir directamente a carga permanente das

construções possibilitando novas soluções construtivas ou soluções economicamente e tecnicamente

mais atractivas. Sendo a redução de peso uma das principais vantagens da sua utilização, os betões

leves estruturais são usualmente caracterizados por possuírem massas volúmicas inferiores a 2000

kg/m3

(NP EN 206) e coeficientes de condutibilidade inferiores a 1,0 w/mºC. Desta forma, este tipo de

betão pode garantir vantagens técnicas e económicas face aos betões convencionais,

nomeadamente em obras de grande porte e no domínio da reabilitação, pois pode permitir soluções

construtivas mais esbeltas, menores solicitações nos elementos estruturais e melhores eficiências

energéticas.

Para além do referido, são ainda usualmente apontadas outras vantagens na utilização de betões

leves, como são exemplo (Bogas 2011, Chandra e Berntsson 2003, Holm 2000, Newman 1993, FIP

1983):

Diminuição da secção transversal dos elementos estruturais;

Redução das cargas transmitidas às fundações;

Menor custo e maior facilidade de transporte;

Melhor desempenho em acções dinâmicas;

Possibilidade de soluções arquitectónicas mais arrojadas.

A nível nacional, os betões leves têm sido essencialmente aplicados em soluções não estruturais

e em algumas obras de reabilitação. A cobertura suspensa do Pavilhão de Portugal (EXPO 98)

representa um dos exemplos mais emblemáticos da aplicação de betões leves estruturais em

Portugal.

Nos últimos 60 anos têm sido publicados diversos estudos que visam a caracterização e a

análise de durabilidade de betões produzidos com agregados leves artificiais. No entanto, são ainda

escassos os trabalhos desenvolvidos no âmbito dos betões leves estruturais produzidos com

agregados naturais (escória, pedra-pomes e tufos vulcânicos), uma vez que este tipo de agregado

está limitado a determinadas zonas do globo, apresentando ainda grande variabilidade consoante o

seu local de jazida.

No presente estudo, são analisados betões produzidos com agregados de escórias vulcânicas

provenientes das ilhas açorianas, mais concretamente de São Miguel, onde tomam a designação de

“bagacina” e/ou “bagaço”. Dado que se trata de um material abundante em praticamente todas as

ilhas e dado que está associado a um reduzido custo de extracção, crivagem e moagem, o uso de

escórias vulcânicas em betões leves estruturais pode ser uma solução alternativa com benefícios

económicos para a região. De facto, a utilização de agregados leves naturais tem o potencial de aliar

1.2

as vantagens associadas ao seu reduzido custo de extracção, transporte e processamento às

possíveis vantagens técnicas e económicas associadas à produção de materiais de menor massa

volúmica.

1.2 Objectivos

A presente dissertação, desenvolvida no âmbito do Mestrado Integrado em Engenharia Civil, teve

como objectivo o estudo das propriedades mecânicas e durabilidade de betões leves estruturais

produzidos com agregados de escórias vulcânicas provenientes dos Açores, mais concretamente da

ilha de São Miguel. É também objectivo deste trabalho a avaliação destes betões como possível

solução estrutural alternativa aos betões normais convencionais.

Deste modo, foi avaliado o desempenho de betões com agregados grossos de escórias (AGE)

em substituição de agregado grosso natural (AGN) bem como betões produzidos com a substituição

adicional de parte de agregados finos naturais (AFN) por agregados finos de escórias (AFE). Os

resultados obtidos nos betões com bagacina foram comparados com os obtidos em betões de

referência, produzidos apenas com agregados de massa volúmica normal (AN) de modo a avaliar o

seu comportamento relativo e o seu potencial como solução alternativa face aos betões

convencionais. Com vista a avaliar em maior detalhe a influência dos AGE e AFE na produção de

betões leves estruturais, e de modo a tornar o estudo mais abrangente, foram estudados dois tipos de

composições: betão estrutural corrente de moderada resistência com a/c = 0,56; betão estrutural de

elevado desempenho com a/c = 0,35. Assim, foram produzidos os seguintes 6 tipos de betão de

composições diferentes:

BN 0,35 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c = 0,35;

BN 0,56 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c = 0,56;

BL 0,35 - Betão leve constituído por AGE e AFN, de a/c = 0,35;

BL 0,56 - Betão leve constituído por AGE e AFN, de a/c = 0,56;

BAFL 0,35 - Betão leve constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c = 0,35;

BAFL 0,56 - Betão leve constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c = 0,56.

Neste estudo, os betões foram caracterizados mecanicamente por meio de ensaios de

resistência à compressão, resistência à tracção por compressão diametral e módulo de elasticidade.

Foi ainda avaliado a retracção dos betões e o seu desempenho em termos de durabilidade, tendo em

consideração a realização de ensaios laboratoriais de absorção capilar, resistência à carbonatação e

resistência à penetração de cloretos.

1.3 Metodologia e organização do trabalho

O presente trabalho seguiu uma metodologia que pode ser dividida em quatro etapas distintas. A

primeira etapa apresenta todo o trabalho de pesquisa e de recolha de informação bibliográfica,

nacional ou internacional, referente aos agregados de escórias vulcânicas e sua utilização na

1.3

produção de betões. Esta etapa demonstra-se importante para a compreensão, análise e validação

dos resultados obtidos na campanha experimental.

A segunda etapa refere-se à preparação e planificação das betonagens produzidas em

laboratório. Neste ponto, foi também incluído a quantidade de material e equipamento necessário

para a realização da actividade experimental.

A terceira etapa foi realizada em três fases: inicialmente realizaram-se os ensaios de

caracterização dos agregados, numa segunda fase procedeu-se à produção dos betões e realização

dos ensaios no estado fresco, e finalmente, a terceira fase envolveu a realização dos ensaios aos

betões no estado endurecido.

Na última etapa procedeu-se à análise e discussão dos resultados obtidos na terceira etapa,

onde comparou-se o desempenho dos betões com agregados de escórias com os betões de

referência.

Em termos de organização do trabalho, a redacção da presente dissertação encontra-se

estruturada e organizada em cinco capítulos.

No primeiro capítulo são apresentadas considerações gerais acerca do tema estudado,

referenciando o objectivo que motivou a realização do presente trabalho. É também apresentado a

organização e metodologia utilizada para a realização do documento.

O estado da arte é apresentado no segundo capítulo, onde se realizou um levantamento do nível

de conhecimento actual. Procedeu-se, ainda, à análise dos resultados obtidos noutras investigações

com relevância para o presente estudo.

No capítulo três são descritos e ilustrados os ensaios realizados aos agregados, betão no estado

fresco e no estado endurecido. É ainda apresentado o procedimento referente ao estudo das

composições dos betões a produzir, processo de amassadura e condições de cura dos provetes.

A análise e discussão dos resultados obtidos na campanha experimental apresentam-se no

capítulo quatro, sendo este dividido em três secções: a primeira secção consiste na apresentação e

análise dos resultados obtidos nos ensaios aos agregados utilizados na produção dos betões; a

segunda secção apresenta os resultados obtidos nos ensaios ao betão no estado fresco; a terceira

secção refere-se à análise e discussão dos resultados obtidos nos ensaios ao betão no estado

endurecido (mecânicos e de durabilidade).

No quinto capítulo resumem-se as principais conclusões resultantes da análise efectuada no

capítulo quatro. São também apresentadas algumas propostas para desenvolvimentos futuros, com o

objectivo de complementar a informação obtida no presente estudo.

O trabalho inclui também uma secção onde são apresentadas as referências bibliográficas

consultadas para o desenvolvimento do presente estudo bem como os documentos normativos

utilizados, e ainda uma secção referente aos anexos, onde são apresentados os resultados

individuais de cada ensaio e as fichas técnicas consultadas.

2.1

Capítulo 2 Escórias vulcânicas como material de construção

2.1 Enquadramento

De acordo com a norma EN 12620, os agregados leves distinguem-se dos agregados normais

por apresentarem valores de massa volúmica seca inferiores a 2000 Kg/m3. Tal resulta dos

agregados leves apresentarem elevada porosidade, permitindo ainda que estes possuam menores

coeficientes de condutividade.

Existem diferentes tipos de agregados naturais e artificiais, destacando-se, entre outros; os

agregados de xisto, ardósia e argila expandida, os agregados de cinzas sintetizadas, os agregados

de natureza orgânica (cortiça, madeira) e ainda os agregados naturais de pedra-pomes e escória. No

presente trabalho serão apenas estudados betões produzidos com escórias vulcânicas provenientes

dos Açores.

A escória vulcânica é um agregado leve inorgânico de origem natural. Visto que a escória é

directamente extraída de jazidas e não é submetida a transformações artificiais, excluindo os

processos mecânicos de extracção e eventual britagem, crivagem e peneiração, p.e., esta pode

apresentar propriedades muito variáveis, o que o torna mais difícil controlar o seu processo de

produção.

Os agregados de escória estão usualmente associados à formulação de betões não estruturais

de isolamento ou enchimento, embora também seja possível a produção de betões estruturais de

reduzida a moderada resistência. Visto que o volume de agregados corresponde a cerca de 70% do

volume do betão, a substituição de agregados naturais por escória tem grande influência na massa

volúmica, sendo uma das principais características que distinguem os betões estruturais de

agregados leves (BEAL) dos betões de agregados normais (BN). Segundo Asgeirsson (1994), as

escórias vulcânicas permitem a formulação de betões de resistência moderada para uma redução de

20 a 50% na massa volúmica (Figura 2.1).

Figura 2.1 - Classificação do BEAL em função da massa volúmica (Asgeirsson 1994).

Ainda de acordo com Holm (2000) e Bogas (2011), os agregados naturais de escórias ou pedra-

pomes são, a par dos agregados de cinzas sintetizadas e agregados de argila, xisto e ardósia

expandida, os únicos capazes de produzir betões de características estruturais, com relação

resistência/massa volúmica suficientemente elevada.

2.2

2.2 Escórias vulcânicas

2.2.1 Génese de formação das escórias vulcânicas

As escórias vulcânicas estão inseridas no grupo de rochas piroclásticas basálticas. Estas são

formadas pelo material expelido durante uma erupção vulcânica explosiva, que, posteriormente, se irá

depositar, formando acumulações piroclásticas (Tarbuck e Lutgens 2004), (Nunes 2002).

Tem a denominação de Tephra todo o produto que é expelido para a atmosfera através de

erupções vulcânicas explosivas. Este termo foi introduzido por Thorarinsson (1944) e refere-se a um

depósito sedimentar de produtos piroclásticos não consolidados formados por sedimentos de

tamanhos variados. Este termo é aplicado a todo o material procedente de processos subaéreos,

excluindo os depósitos oriundos de processos subaquáticos, material proveniente do interior das

chaminés vulcânicas ou a escoadas piroclásticas.

Do ponto de vista geológico, as escórias vulcânicas, sendo um produto piroclástico de deposição

subaérea, estão integrados no subgrupo de rochas piroclásticas, que têm como principal

característica a trajectória parabólica adquirida pelo material antes de se depositar em solo firme ou

após se dispersar devido aos ventos (elementos de menor dimensão) (Nunes 2002).

Dependendo do objectivo, as ejecções vulcânicas podem ser classificadas segundo diferentes

parâmetros, como: a sua origem; o seu tamanho; o grau de consolidação do seu depósito; a sua

composição geral. Tendo em conta a origem da ejecção vulcânica, estas podem ser classificadas em

magmáticas, quando são formadas pelo magma fluido proveniente da crusta e do manto, ou em não

magmáticas, quando resultam de rochas que já se apresentavam solidificadas. As escórias

vulcânicas pertencem ao grupo de ejecções vulcânicas magmáticas (Nunes 2002).

A forma mais expedita e mais utilizada para se proceder à classificação dos materiais

piroclásticos é baseada na dimensão dos fragmentos resultantes, embora ainda não exista uma

escala bem definida para a sua caracterização (Nunes 2002), (Macdonald 1982).

Nas explosões mais violentas, caso o magma se encontre muito fluido, em geral, os projécteis

atingem o solo totalmente sólidos. Deste modo, estes permanecerão na sua forma de origem,

embora, por vezes, ocorra a cimentação dos mesmos devido à deposição de minerais transportados

pela água circundante. Nos chamados “borrifos”, os fragmentos, ao colidirem com o solo, adaptam-se

à superfície, isto porque se encontram parcialmente viscosos, podendo ainda fundir-se com outros

fragmentos de modo a formar, assim, os denominados aglutinados ou “emplastros”. No entanto,

mediante certas circunstâncias, os piroclastos que resultam de pingos de lava que foram ejectados

em condições de elevada fluidez e que solidificam ainda em trajecto aéreo tomam diversas formas,

desde alongadas a arredondadas. Em relação às cinzas vulcânicas resultantes, é importante referir

que não se trata de um produto queimado, mas sim de um material de dimensão inferior a 2 mm, que,

quando consolidadas, tomam a designação de tufos (Quadro 2.1).

De acordo com a classificação de Mcdonald (1982) baseada na dimensão dos fragmentos, as

escórias vulcânicas correspondem aos lapilli e às brechas de lapilli (Quadro 2.1).

2.3

Quadro 2.1 - Classificação dos materiais piroclásticos de acordo com a dimensão dos fragmentos, segundo Mcdonald (1982).

É de salientar, uma vez mais, que a classificação é subjetiva, dependendo da subdivisão

arbitrada pelo autor. Por exemplo, segundo Juan Marinas (2000), os fragmentos são classificados em

cinzas sempre que as suas dimensões sejam menores do que 3 mm, em lapilli se estiverem

compreendidos entre 3 e 30 mm e em escórias se a sua dimensão média ultrapassar os 30 mm.

2.2.2 Principais propriedades

As escórias são um material piroclástico basáltico natural que apresenta elevada variabilidade e

heterogeneidade nas suas propriedades consoante o local e condições de jazida. Inclusivamente, é

frequente as suas características não se manterem constantes dentro da mesma jazida ou no mesmo

cone vulcânico.

Segundo um estudo da IBRI (Icelandic Building Research Institute), referido no EuroLightCon

(2000), uma escória proveniente da Islândia possui baridade na ordem dos 693 kg/m³, massa

volúmica de 1990 kg/m3, absorção às 24 horas igual a 6,3% e resistência ao esmagamento igual a

19,4 N/mm². Num estudo realizado por uma empresa açoriana, a escória (bagacina) apresenta

baridade de 776 kg/m³ e absorção de água às 24 horas de 10,3% (Marques 2013).

Ainda, num estudo realizado por Hossain (2006) com escórias vulcânicas provenientes da Nova

Guiné, são referidas massas volúmicas secas de 1150 kg/m3, absorção às 24 horas de 35,6% e

percentagem de desgaste pelo ensaio de Los Angeles de 30%.

Segundo Juan Marinas (2000), as escórias são um material piroclástico mais grosso que as

cinzas, e o seu comportamento assemelha-se a um solo granular angular que apresenta diferentes

características quando estão no estado intocável e quando são “remexidas”. O autor refere valores

para as escórias vulcânicas de 1,35 e 1,6 g/cm3 para a massa volúmica e de 25 e 30% para a

absorção.

Deste modo, pode-se concluir, uma vez mais, que este material natural tem certas

particularidades que diferem de local para local, tornando difícil generalizar valores para a sua

caracterização. Desse modo, não é rigoroso prever o comportamento geral das escórias, sem ter em

consideração a especificidade das suas propriedades consoante o seu local de jazida.

Angular Sólido Blocos Brecha

Cinza ou tufo

(consolidado)Cinza

Líquido ou

sólido

Angular ou

redondoInferior a 2 mm

Dimensão dos

fragmentos (ф

médio)

Forma dos

fragmentosFragmentos

individuais

Acumulação de

fragmentos

Condições de

ejecção

Designação

AglomeradoBombaPlásticoRedondo a

subangularSuperior a 64 mm

Aglomerado ou

brecha lapilliLapilli

Líquido ou

sólido

Redondo a

angularDe 2 a 64 mm

2.4

2.3 Escória vulcânica existente nos Açores

2.3.1 Aspectos geológicos, químicos e mineralógicos

As escórias vulcânicas, tal como foi referido em §2.2.1., são formadas através de erupções do

tipo subaérea, usualmente categorizadas em 4 tipos diferentes, consoante a sua intensidade:

Hawaiano (fraca intensidade); Stromboliano; Vesuviano; Pliniano (intensidade superior à dos

restantes tipos). Alguns autores consideram que, para além dos tipos de erupções referenciadas

anteriormente, se destacam ainda as erupções do tipo Vulcaniana, Ultrapliniana, Surtseiana e

Freatopliniana (Nunes 2002).

Em relação às 4 erupções principais, é de notar que as do tipo Hawaiano, formadas por lavas

muito fluidas, dão origem a escoadas basálticas, originando também, com menos frequência,

produtos constituídos por vidro vulcânico de carácter basáltico. As do tipo Pliniano e Vesuviano dão

origem às conhecidas pedra-pomes, piroclastos traquíticos e fonolíticos. Por outro lado, as erupções

subaéreas do tipo Stromboliano dão origem às escórias vulcânicas, que são vulgarmente conhecidas

nos Açores por “bagacina” ou “bagaço”, variando de região para região (Fraga 1988).

Na ilha de São Miguel, tanto a bagacina (escória vulcânica) como a pedra-pomes são bastante

frequentes, caracterizando grande parte da geologia da ilha. A pedra-pomes é uma rocha ácida

geralmente composta por uma percentagem de sílica superior a 65%. Existe igualmente pedra-pomes

de composição basáltica, embora seja menos comum. A pedra-pomes é um vidro vulcânico traquítico

de cor clara, de densidade inferior à água, que apresenta uma estrutura porosa de fraca

interconectividade e, como tal, reduzida permeabilidade. Os depósitos de pedra-pomes são mal

determinados e apresentam grandes extensões, dificultando por vezes a identificação do local da

chaminé. Tal sucede porque, sendo erupções do tipo Pliniano, os fragmentos de baixa densidade são

projectados a maiores distâncias do que em outros tipos de erupção. Deste modo, nos locais mais

afastados do cone, as camadas de material diminuem de espessura e de dimensões. Verifica-se

ainda que, de local para local, as camadas existentes são constituídas por fragmentos de dimensões

muito semelhantes, que, por vezes, estão intercaladas com camadas de cinzas, denotando-se a

existência de diferentes fases na mesma erupção (Nunes 2002).

Por outro lado, as escórias vulcânicas, resultantes de erupções do tipo Stromboliano, apresentam

um carácter menos vesicular e muito mais cristalizado (Polacci 2006). Estes materiais são piroclastos

basálticos de composição máfica, apresentando uma cor escura avermelhada ou preta, dependente

da percentagem e estado de oxidação do ferro nela contido. Ao contrário do que se passa com a

pedra-pomes, a escória deposita-se imediatamente à volta da chaminé, formando cones muito bem

definidos, aproximadamente simétricos e que, vulgarmente, não ultrapassam as poucas centenas de

metros. O declive das vertentes do cone equivale à inclinação do talude inicial, característica comum

nas erupções strombolianas, apresentando valores na ordem dos 33 graus, que é variável de acordo

com alguns autores. Por exemplo, Juan Marinas (2000) considera que a inclinação das vertentes está

compreendida entre 34 e 37 graus. De salientar que, devido aos processos normais de meteorização,

o pendor das vertentes torna-se menos perceptível a longo prazo.

2.5

Ao longo da ilha de São Miguel, é possível identificar várias centenas de cones constituídos

sobretudo por escórias vulcânicas (muitas vezes intercaladas por escoadas lávicas), originárias de

erupções basálticas que em tempos entraram em actividade. Os cones constituídos maioritariamente

por escórias de grão grosseiro incluem fragmentos “borrifados” e bombas subaéreas e achatadas

com dimensões, por vezes, superiores a 1 a 2 metros, embora, no caso de bombas fusiformes, isso

seja menos habitual. As escórias são partículas leves porosas de textura esponjosa, devido à

geração de bolhas gasosas aquando da sua formação.

Normalmente, as escórias vulcânicas apresentam uma coloração negra e acinzentada, podendo

até apresentar-se em tons de azuis quando a superfície é relativamente fresca. Usualmente, podem

existir gases vulcânicos que, ao atravessarem o cone, oxidam o ferro existente na escória,

conferindo-lhe um tom castanho avermelhado.

Nota-se esta coloração em muitos dos cones existentes, podendo ainda coexistir as duas

colorações no mesmo cone, denotando diferentes fases. A coloração avermelhada surge no núcleo,

enquanto que os tons negros e acinzentados ocupam as camadas mais superficiais. A intensidade da

coloração está directamente ligada à composição mineralógica do material, dado que quanto maior a

percentagem de hematite (Fe2O3), maior será a tonalidade avermelhada. A presença de diferentes

fases da mesma erupção confere ao cone um aspecto estratificado.

Através de um estudo realizado por Fraga (1988), em que foram seleccionados conjuntos de

amostras, tendo em conta as características visuais das mesmas, em particular a sua coloração, o

modo como se apresentam na jazida (consolidadas ou soltas) e a sua granulometria e porosidade,

procedeu-se à identificação da composição química e mineralógica das escórias da região.

Neste estudo, foram seleccionadas 7 amostras (4 pretas e 3 vermelhas), que, por sua vez, foram

subdivididas em 2 ou 3 subamostras, devido ao facto de na mesma amostra existirem porções de

fragmentos de diferente porosidade e densidade. Este estudo teve como um dos objectivos avaliar a

influência da composição química e/ou mineralógica das escórias nas suas características visuais. O

autor observa, naturalmente, que esses fragmentos são resultantes de fases mais ou menos gasosas

da mesma erupção.

Relativamente à composição química das amostras recolhidas, as escórias analisadas

enquadram-se nos seguintes valores:

45 a 50 % sílica (SiO2);

15 a 20 % óxido de alumínio (Al2O3);

10 a 12 % óxido de cálcio (CaO);

8 a 10 % óxido de ferro (Fe2O3);

5 a 10 % óxido de magnésio (MgO);

5 a 10 % óxido de titânio (TiO2), sódio (Na2O), potássio (K2O) e manganês (Mn2O3).

Com base nos valores obtidos, confirma-se que as escórias apresentam composições

semelhantes às de rochas basálticas, o que é natural, pois estes materiais são piroclastos de origem

basáltica.

Fraga (1988) recorreu ao método da difractrometria de Raios X, com projecção de radiação Kα

de cobalto para a caracterização mineralógica das escórias. Para isto seleccionou 3 das 4 amostras

que foram objecto de um estudo mais exaustivo. O autor conclui que o mineral mais abundante e em

maior proporção é a plagióclase, sendo menos predominante a piroxena e a olivina. Em relação à

2.6

hematite, foi possível verificar que a sua presença na matriz está inteiramente relacionada com a

coloração avermelhada predominante das amostras, visto que este mineral não se encontra nas

amostras de escórias vulcânicas máficas. Tal facto é compreensível, visto que a cor vermelha provém

da oxidação do ferro.

2.3.2 Locais de jazida e extracção

A ilha de São Miguel é a maior ilha presente no arquipélago dos Açores, com uma área de 747

km2. Sendo uma ilha de origem vulcânica, tal como as restantes ilhas, excepto a de Santa Maria, o

seu vulcanismo é caracterizado por quatro principais vulcões poligenéticos e siliciosos e ainda por

duas áreas de vulcanismo basáltico.

Aproximadamente 66% da superfície da ilha de São Miguel é aflorada por materiais de projecção,

entre elas, escórias basálticas (bagacina), ignimbritos não soldados e lahars, materiais pomíticos e

ainda pedra-pomes. Não é possível, com a cartografia actual disponível, estimar a área ocupada por

cada um destes afloramentos.

Figura 2.2 - Representação dos recursos geológicos encontrados à superfície da ilha de São Miguel (adaptado de

Zbyszewski et al., 1959).

Por análise da Figura 2.2, é possível observar que os materiais piroclásticos de natureza ácida,

como a pedra-pomes, ignimbritos e materiais pomíticos, são predominantes em toda a ilha, em

especial nas áreas vulcânicas das Sete Cidades, Lagoa do Fogo, Furnas e Povoação. Por sua vez, o

material de natureza básica, como a bagacina, apresenta maior relevância no complexo vulcânico

dos Picos entre as Setes Cidades e a Lagoa do Fogo. Tal pode ser averiguado através das áreas

representadas a laranja na Figura 2.2, pois estas representam os aparelhos vulcânicos secundários,

constituídos por cones vulcânicos com uma ou mais crateras (Zbyszewski et al. 1959). Nos Anexos I,

encontra-se a carta geológica de São Miguel, onde se destaca, uma vez mais, a presença de vários

2.7

cones de escórias ao longo da ilha, ao que a RAA1 estima ser uma área igual a 30,74 km

2, ou seja,

cerca de 4,12% da superfície total.

Importa referir que grande parte dos cones de escórias basálticas está situada sob cones de

escórias traquíticas.

Muitos inertes existentes são utilizados para vários fins, dos quais a construção civil assume

maior destaque. Dos recursos minerais não metálicos explorados em São Miguel, o basalto e a

bagacina são os que apresentam maior significado, como se pode constatar através da Figura 2.3.

Figura 2.3 - Volume de massas minerais extraídas de áreas de extracção licenciadas, por ilha (m3), em 2011 (PAE 2012).

Através de um inventário realizado pela PAE (Plano Sectorial do Território para as Actividades

Extractivas), foi possível identificar a existência de aproximadamente 100 locais de extracção de

bagacina, dos quais 20 estão em actividade e dispõem de licença para extracção. Destes destacam-

se, por exemplo, a Pedreira do Pico das Murtas I (São Roque, Ponta Delgada) e a Pedreira da Mata

das Feiticeiras (Santa Bárbara/Cabouco, Ribeira Grande/Lagoa), onde, desde licenciadas até ao ano

de 2011, foram extraídos 2,76 e 2,62 milhões de metros cúbicos de bagacina, respectivamente.

Figura 2.4 - Pedreira do Pico das Murtas I (PAE

2012).

Figura 2.5 - Pedreira da Mata das Feiticeiras (PAE

2012).

1 Região Autónoma dos Açores (RAA) através do PAE (Plano Sectorial do Território para as

Actividades Extractivas) realizou vários estudos no âmbito dos recursos geológicos existentes nos Açores, com fim de monitorizar os casos susceptíveis a actividades de recuperação e controlo.

2.8

A maioria dos locais de extracção, cerca de 49, está abandonada e isenta de licença, sendo a

sua exploração realizada por entidades individuais ou por pequenas empresas. De salientar o caso

do Pico do Carvão I, onde, até à data de 2011, foram extraídos, sem permissão, cerca de 2,83

milhões de metros cúbicos de bagacina (PAE 2012).

Figura 2.6 - Pico do Carvão I (PAE 2012).

Existem também locais de extracção activos e isentos de licença de exploração (cerca de 19),

onde o volume extraído de bagacina não ultrapassa os 700 000 m3. Acresce ainda que 9 locais de

jazida, licenciados ou não, estão agora recuperados, integrando reservas ecológicas e agrícolas.

2.3.3 Recursos existentes

Embora os locais de jazida de bagacina existam abundantemente em praticamente toda a ilha,

nem todos possuem autorização para a sua exploração. De facto, a extracção só é permitida

mediante a apresentação prévia de um estudo de impacte ambiental.

Em relação à previsão de recursos existentes em cada local de extracção, a informação ainda é

escassa, dado que a sua recolha foi realizada apenas recentemente para algumas pedreiras.

Destaca-se a Pedreira do Pico da Cova, localizada na Ribeira Grande e explorada pela empresa

Somague SA, que deverá continuar em funcionamento até 2027, onde se estima que sejam

explorados cerca de 3,4 milhões de metros cúbicos de bagacina.

Figura 2.7 - Pico da Manteiga (PAE 2012).

Figura 2.8 - Pico da Criação (PAE 2012).

Foram abertas e licenciadas duas novas pedreiras de bagacina, em 2011, a do Pico da Manteiga

(Figura 2.7), localizada na freguesia de Santana, concelho de Nordeste, e a pedreira do Pico da

Criação (Figura 2.8), localizada na freguesia dos Fenais da Luz, Ribeira Grande. É estimado que

estas duas novas pedreiras consigam fornecer mais de 8 milhões de metros cúbicos de bagacina.

2.9

2.3.4 Principais aplicações na construção açoriana

Por serem de origem vulcânica, as ilhas do Arquipélago dos Açores são constituídas por rochas

magmáticas extrusivas, nas quais se incluem os materiais piroclásticos, com características

adequadas para obras geotécnicas e de construção civil. As escórias vulcânicas, mais conhecidas

pelo termo comum de “bagacina”, são frequentemente utilizadas no fabrico de blocos de betão e em

obras de enchimento, terraplanagens e pavimentações.

Desde a altura em que se deixou de construir edificações em pedra e começou-se a construir em

betão, e devido ao custo de importar os blocos de betão ou tijolos vindos do continente, criaram-se a

partir de materiais existentes nas ilhas os chamados “blocos de bagacina” (Figura 2.9), que resultam

de uma mistura entre um agente ligante e agregados provindos de escórias vulcânicas (Carvalho

2008).

Figura 2.9 - Blocos de alvenaria produzidos através de bagacina (Carvalho 2008).

Tradicionalmente, as escórias também têm sido utilizadas na pavimentação de estradas

(estradas regionais e municipais), mais concretamente na realização das camadas de sub-base.

Apesar de actualmente ser menos comum, as escórias podem ainda ser aplicadas nas camadas de

desgaste (Figura 2.10) de caminhos municipais de tráfego reduzido (Fraga 1988).

Figura 2.10 - Uso de bagacina como camada de desgaste no caminho municipal da Tronqueira (cedida por António

Rodrigues).

Recentemente, este material tem sido utilizado em zonas ajardinadas, funcionando como

passadiços pedonais. É efectuada a junção de ligante e bagacina vermelha, fazendo um bonito

contraste com o verde presente em toda a ilha de São Miguel.

2.10

2.4 Características e propriedades da “bagacina” proveniente de São Miguel

São ainda escassos os trabalhos realizados que abrangem a caracterização detalhada da

bagacina proveniente dos Açores. No entanto, Fraga (1988) apresenta um estudo em que são

caracterizados vários parâmetros físicos e mecânicos do agregado em questão.

Para o seu estudo, o autor teve em conta 15 jazidas existentes, até então, na ilha de São Miguel,

abrangendo toda a região (Quadro 2.2). Deste modo, foi possível estudar a variabilidade do

agregado, quer no modo como a bagacina se apresenta na jazida, quer em função de algumas das

suas características intrínsecas e de resistência mecânica.

Quadro 2.2 - Ensaios laboratoriais das escórias vulcânicas inventariadas (Fraga 1988).

Sendo as amostras estudadas pertencentes maioritariamente à fracção de material inferior a ¾’’

(19,1 mm), pensou-se ser benéfico analisar os resultados adquiridos para as diferentes amostras, no

sentido de se obter uma ideia das características mecânicas da fracção fina do material recolhido nas

diferentes jazidas (Fraga 1988).

2.4.1 Forma, textura e granulometria

É frequente depararmo-nos com escórias de dois tons distintos: as de coloração negra, que são

geralmente constituídas por fragmentos soltos (não aglutinados), o que facilita a sua extracção; as de

coloração avermelhada, que possuem uma maior tendência para se aglutinarem, dificultando a sua

extracção. Estes aspectos reflectem-se na granulometria do material da jazida, sendo que o próprio

processo de extracção contribui para a fragmentação das partículas. Por sua vez, a forma

estratificada dos cones vulcânicos faz com que haja grande heterogeneidade do material extraído,

nomeadamente ao nível da porosidade, coloração, dimensão das partículas e grau de consolidação.

No entanto, dentro de cada camada de estratificação, o material encontra-se praticamente

homogéneo (Fraga 1988).

Das amostras ensaiadas, há determinados aspectos que evidenciam bem as características

granulométricas e a variabilidade das escórias provenientes de diferentes locais de extracção. Por

129/82 Vermelha 100 31 0,6 6,3 6,3 30 25,0

135/82 Negra 100 37 2,1 6,1 2,0 63 52,0

136/82 Negra 100 50 2,0 5,5 2,5 30 35,0

137/82 Vermelha 100 28 0,3 6,0 3,8 31 40,0

144/82 Vermelha 100 60 0,4 5,7 9,0 58 49,0

148/82 Negra 100 64 0,4 5,4 3,1 45 37,0

150/82 Negra 100 40 0,1 6,1 5,8 24 25,0

22/83 Negra 92 38 0,5 5,9 4,7 26 31,0

106/83 Vermelha 70 37 2,2 6,1 6,0 62 54,0

242/83 Vermelha 25 8 0,2 7,9 6,7 49 50,0

4/84 Negra 87 18 0,0 6,3 2,7 - -

5/84 Vermelha 88 33 0,0 6,1 5,0 - -

6/84 Negra 88 19 0,0 6,3 3,6 - -

7/84 Vermelha 80 62 0,0 6,2 4,0 - -

LA (%)Esmagamento

(%)Amostra % passado

# ⅔

% passado

#4

% passado

#200

Módulo

de finura

CorCu

Granulometria

2.11

exemplo, para todas as amostras ensaiadas, a percentagem de material inferior a 0,074 mm (peneiro

n.200 ASTM) foi quase inexistente, o que salienta a reduzida plasticidade das escórias.

Os valores do coeficiente de uniformidade vêm demonstrar que não há qualquer ligação entre a

cor da escória e a granulometria associada, facto que é traduzido pelo módulo de finura calculado. É

de notar que o módulo de finura não apresenta diferenças muito significativas de amostra para

amostra, obtendo-se valores entre cerca de 6 e 7.

Para proceder a um estudo mais aprofundado, Fraga (1988) seleccionou 4 amostras, em que 3

são de bagacina vermelha e uma de cor negra. A amostra de cor negra e uma das amostras

vermelhas foram recolhidas do mesmo cone e na mesma vertente, enquanto que as restantes foram

recolhidas em frentes de exploração localizadas em vertentes opostas. Estas estão referenciadas

como:

Amostra nº. 126/86 (cor vermelha);

Amostra nº. 1/87 (cor preta);

Amostra nº. 10/87 (cor vermelha);

Amostra nº. 19/87 (cor vermelha).

Na análise das curvas granulométricas das diferentes amostras, verificou-se que as curvas

recolhidas do mesmo cone (126/86, 1/87 e 19/87) apresentam um “andamento” de certa forma

idêntico entre elas. Já no caso da amostra 10/87, esta apresenta um desenvolvimento mais extenso,

com maior percentagem de grossos (superiores a 3’’) e de finos em relação às restantes.

Deste modo, o autor integrou num mesmo gráfico as 4 curvas médias das respectivas amostras

(Figura 2.11).

Figura 2.11 - Comparação das curvas granulométricas médias relativas aos locais de estudo (Fraga 1988).

Verifica-se que as curvas referentes ao mesmo cone vulcânico apresentam uma evolução

semelhante, enquanto que a amostra retirada do local oposto apresenta um maior afastamento,

possuindo também elementos de maior dimensão e maior percentagem de finos. Conclui-se, assim,

que o material proveniente do mesmo local apresenta um nível razoável de homogeneidade. O grau

de homogeneidade é maior caso o material pertença à mesma camada de estratificação.

2.12

2.4.2 Massa volúmica, porosidade e absorção

Fraga (1988) calculou as massas volúmicas e a absorção de água nas diferentes fracções

granulométricas das amostras (126/86, 1/87, 10/87 e 19/87), com o objectivo de avaliar a influência

da dimensão das partículas na massa volúmica e absorção (Quadro 2.3).

Quadro 2.3 - Massas volúmicas e absorção das amostras analisadas por Fraga (1988).

- Massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca;

- Massa volúmica das partículas secas;

- Massa volúmica do material impermeável das partículas.

Para tal, foram analisadas as seguintes massas volúmicas das partículas, de acordo com o

previsto na EN 1097-6.

Procurou-se também ter uma ideia dos limites da variação das massas volúmicas e absorção de

partículas de dimensões idênticas mas com aspecto notoriamente distinto em termos de porosidade.

Deste modo, foram seleccionadas amostras com elementos de aspecto mais poroso e amostras com

elementos de aspecto mais compacto, menos porosos. Os resultados obtidos mostram que as

massas volúmicas aumentam com a diminuição da dimensão das partículas, notando-se que a

absorção evolui de forma inversa. Isso sucede devido ao facto de a percentagem de vazios de

maiores dimensões diminuir à medida que o material se torna mais fino. Verifica-se também que nas

3/8 JAE P-6 A 1,75 1,48 2,03 18,5

3/8 JAE P-6 B 2,16 1,96 2,45 10,2

NP-954/73 2,24 2,04 5,56 9,8

LNEC E-15 - - 2,46 -

Grossos porosos JAE P-6 A 1,72 1,41 2,05 22,1

Grossos compactos JAE P-6 A 2,50 2,34 2,79 6,8

3/8 JAE P-6 A 1,64 1,35 1,90 21,0

3/8 JAE P-6 B 1,88 1,75 2,03 7,9

NP-954/73 1,95 1,76 2,17 10,8

LNEC E-15 - - 2,04 -

Grossos JAE P-6 A JAE P-6 A 1,73 1,41 2,08 22,8

Grossos JAE P-6 A JAE P-6 A 1,81 1,51 2,16 19,9

3/8 JAE P-6 A 1,48 1,07 1,82 38,8

3/8 JAE P-6 B 2,27 2,17 2,41 4,6

NP-954/73 2,15 2,10 2,21 2,3

LNEC E-15 - - 2,49 -

Grossos porosos JAE P-6 A 1,17 0,78 1,28 49,7

Grossos compactos JAE P-6 A 1,61 1,17 2,07 37,0

3/8 JAE P-6 A 1,73 1,39 2,11 24,7

3/8 JAE P-6 B 2,09 1,80 2,54 16,2

NP-954/73 2,31 2,09 2,72 11,1

LNEC E-15 - - 2,54 -

# n.º 4

# n.º 4

# n.º 4

# n.º 4

AmostrasFracções do

material

Especificação

do ensaio

Massas volúmicasAbsorção

(%)ρa

(g/cm³)

ρrd

(g/cm³)

ρssd

(g/cm³)

19/87

Vermelha

10/87

Vermelha

1/87

Negra

126/86

Vermelha

2.13

escórias vulcânicas a porosidade é predominantemente fechada, existindo fraca interconectividade.

Assim, a transferência de água dos poros exteriores para os interiores das partículas é reduzida.

De salientar que, apesar de a representatividade das amostras ser pequena, é possível concluir

que as escórias vulcânicas tendem a apresentar uma elevada heterogeneidade.

Das 4 amostras ensaiadas, a amostra 10/87 foi a que apresentou maior porosidade e,

consequentemente, maior absorção na fracção mais grossa, e o menor valor de absorção na fracção

mais fina. Assim, conclui-se que as granulometrias menos grosseiras estão associadas a menores

quantidades de vazios acessíveis à água.

No Quadro 2.3, verifica-se que as amostras 126/86 e 19/87 apresentam valores muito

semelhantes, o que pode ser justificado pelo facto de estas amostras terem sido recolhidas do

mesmo cone vulcânico, possuindo assim características idênticas.

Num outro estudo realizado por uma empresa que faz extracção de escórias vulcânicas para

produtos de construção, são apresentados valores de massas volúmicas médias, para fracções

superiores a 4 mm, de 1,58 (ρrd), 1,88 (ρa) e 1,74 (ρssd), e ainda valores de absorção na ordem dos

10,3% (Marques 2013). Comparando com os valores obtidos por Fraga (1988), reforça-se a ideia de

que as escórias vulcânicas podem apresentar elevada variabilidade de jazida para jazida.

2.4.3 Resistência mecânica

2.4.3.1 Desgaste de Los Angeles

Fraga (1988) analisou a resistência ao desgaste de agregados de bagacina através do ensaio de

Los Angeles, de acordo com a especificação LNEC E-237 (Quadro 2.4).

Quadro 2.4 - Perdas por desgaste na máquina de Los Angeles segundo a E-237 do LNEC (Fraga 1988).

Dos ensaios realizados, foi possível verificar que a amostra 10/87, extraída da vertente do cone

oposta à das restantes amostras, é passível de um maior desgaste em relação às restantes escórias,

apresentando valores que superam os 70% nas fracções mais grossas. Por sua vez, a amostra 19/87

apresentou os menores valores de desgaste, com percentagens na ordem dos 30%. As restantes

amostras, 126/86 e 1/87, apresentaram valores médios de 35 e 40%, respectivamente. Deste modo,

uma vez mais é possível concluir que a cor nada afecta a resistência do agregado, e que as amostras

podem apresentar uma elevada heterogeneidade de local para local.

126/86 36% 35% 28% 27% 44% 45% 42%

1/87 42% 39% 31% 27% 46% 47% 45%

10/87 72% 72% 63% 44% 77% 77% 78%

19/87 29% 29% 25% 42% 42% 37% 34%

Nº esferas

GFEDCBAFuso de

ensaio

Módulo de

finura

121212581112

88,595677,5

2.14

Pela análise do Quadro 2.4, é possível verificar que os resultados obtidos no ensaio de Los

Angeles dependem da granulometria da fracção do agregado ensaiado em cada amostra recolhida.

2.4.3.2 Resistência ao esmagamento

Fraga (1988) analisou também a resistência ao desgaste das escórias vulcânicas recolhidas. O

ensaio foi efectuado de acordo com a especificação LNEC E-154. Os ensaios foram realizados

apenas em amostras das fracções granulométricas 12,7 - 19,1mm (Quadro 2.5). Em geral, verifica-se

uma ligeira correlação entre os resultados obtidos neste ensaio e no ensaio de desgaste de Los

Angeles.

A amostra 10/87 (com LA de 70%) apresenta cerca de 75% de esmagamento, superior ao de

qualquer outra amostra ensaiada. Nas restantes amostras obtiveram-se valores compreendidos entre

os 42% e os 48%. Os valores obtidos, tanto no desgaste de LA como no ensaio de esmagamento,

têm a mesma ordem de grandeza, denotando assim que o desgaste de Los Angeles poderá vir a ser

um bom indicador da maior ou menor resistência que as escórias vulcânicas apresentam ao

esmagamento.

Quadro 2.5 - Resultado do ensaio de esmagamento das amostras ensaiadas (Fraga 1988).

2.5 Principais propriedades de betões estruturais produzidos com agregados

naturais de origem vulcânica

2.5.1 Características gerais

2.5.1.1 Trabalhabilidade

A trabalhabilidade do betão é uma propriedade fundamental dos betões no estado fresco. Esta

define a consistência do betão no estado fresco e transmite a capacidade do betão para se manter

coeso e homogéneo durante o transporte e colocação, sem que sofra segregação excessiva (Lima

2012).

A trabalhabilidade depende das características dos agregados, massa volúmica, quantidade de

água, proporção da mistura e ainda do ângulo de atrito interno.

Os betões produzidos com agregado leves podem apresentar menores valores de abaixamento,

quando comparados com betões convencionais de idêntica composição, devido à massa volúmica

dos agregados leves que afecta a acção exercida durante os ensaios. A maior absorção dos

agregados leves dificulta o controlo de trabalhabilidade, existindo uma maior variabilidade deste

parâmetro do que em betões de massa volúmica normal (EuroLightCon 2000). Metha e Monteiro

Amostras 126/86 1/87 10/87 19/87

Fracção ensaiada 12,7 - 19,1 12,7 - 19,1 12,7-19,1 12,7 - 19,1

% de material

friável45% 48% 42% 75%

2.15

(2006) referem que para a mesma trabalhabilidade os betões de agregados leves exigem maior

dosagem de pasta face aos betões de agregados normais.

No Quadro 2.6, apresentam-se os abaixamentos obtidos por Hossain (2006) em betões leves

produzidos com escórias vulcânicas. Verifica-se que o abaixamento diminui de 84 para 64 mm

quando a areia normal é totalmente substituída por areia leve de escória. De acordo com o autor, isso

justifica-se pela menor acção gravítica proporcionada pelos agregados leves durante o ensaio de

abaixamento.

O autor conclui ainda que, para os betões de areia leves, um abaixamento situado entre 55 e 64

mm torna-se um resultado satisfatório quando comparado com o abaixamento obtido nos betões de

controlo (80 a 82 mm).

2.5.1.2 Massa volúmica

A massa volúmica de um betão depende da massa volúmica dos seus constituintes, em que os

agregados assumem a maior influência, visto que correspondem à maior fracção na mistura. Para

além da massa volúmica dos agregados, a massa volúmica do betão ainda depende do teor de

humidade presente nos agregados, relação a/c, volume de ar, teor e tipos de adições, grau de

compactação e condições de cura (Chandra 2003), (Holm 2000).

Por conseguinte, a massa volúmica dos betões constituídos por agregados leves é menor do que

a dos betões convencionais de igual composição, em que a variação desta massa volúmica depende

essencialmente da percentagem de agregados leves existentes no betão.

Hossain (2006) obteve decréscimos de massa volúmica seca, aos 28 dias, de 15% para uma

taxa de substituição de agregado normal (2540 kg/m³) por escória (1150 kg/m³) igual a 50%. Para

uma taxa de substituição igual a 100%, ou seja, para um betão que tem como agregado grosso

apenas escória, o betão apresentou um decréscimo de massa volúmica de 27% em relação ao betão

de controlo. O Quadro 2.6 apresenta a evolução da massa volúmica para diferentes percentagens de

substituição.

Na campanha realizada por Kiliç et al. (2009) foram testados betões compostos por escória

vulcânica, de massa volúmica 1547 kg/m³, e pedra-pomes, 903 kg/m³. Os resultados obtidos para a

massa volúmica seca aos 28 dias encontram-se no Quadro 2.7. Para um betão produzido apenas

com escória, incluindo agregados finos, este apresenta uma massa volúmica de 1997 kg/m³, o que

corresponde a um decréscimo de apenas 16% face ao betão normal de referência com massa

volúmica de 2388 kg/m³. Para o betão produzido apenas com pedra-pomes, o valor registado para a

massa volúmica seca foi de 1368 kg/m³, o que corresponde a um decréscimo de 43% face ao betão

de referência, e a 32% quando comparado com o betão produzido apenas com escórias. Como é

possível observar no Quadro 2.7, quanto maior é a percentagem de pedra-pomes no betão, menor é

a massa volúmica seca, pois a massa volúmica da pedra-pomes é cerca de 42% inferior à da escória

vulcânica utilizada no estudo.

Assas (2012), que testou o efeito da substituição de areia fina de escória por areia de densidade

normal, obteve um acréscimo de 14% na massa volúmica do betão quando substituiu cerca de 75%

do agregado fino leve por agregado fino grosso, pois o agregado fino de escória tem uma massa

2.16

volúmica menor, cerca de 1075 kg/m³, quando comparada com o agregado fino de massa volúmica

normal, 2362 kg/m³. Os resultados, para as diferentes percentagens de substituição, apresentam-se

no Quadro 2.9.

Ao comparar os trabalhos realizados por Hossain (2006), Kiliç et al. (2009) e Assas (2012), é

possível concluir que a massa volúmica do betão produzido por Kiliç et al. (2009) apresenta o maior

valor, 1996 kg/m³, dado que este é produzido com escória vulcânica mais densa, 1547 kg/m³, do que

as utilizadas nas restantes duas campanhas. Conforme referido, a massa volúmica é igualmente

afectada por outros factores, como a relação a/c que difere nos vários casos analisados. No entanto,

estas diferenças têm menor relevância na massa volúmica dos betões.

2.5.2 Resistência mecânica

2.5.2.1 Resistência à compressão

A resistência à compressão do betão depende da resistência mecânica dos seus constituintes,

agregados e matriz cimentícia, e da interacção/ligação entre estes (Neville 1995, Metha 2004). Nos

betões normais os agregados apresentam, geralmente, maior densidade e maior rigidez do que a

pasta cimentícia. Assim, a resistência mecânica dos BN depende essencialmente da resistência da

matriz, que, por sua vez, depende da relação a/c e do tipo de cimento. Por outro lado, nos betões

leves, os agregados apresentam normalmente menor massa volúmica e módulo de elasticidade do

que a matriz envolvente, logo não pode ser desprezada a sua influência na resistência do betão.

Figura 2.11 - Relação entre a resistência à compressão e da argamassa utilizada na produção do betão com agregados

leves (FIP 1983).

Comparando a resistência à compressão da argamassa com a de um betão leve produzido com

a mesma argamassa (Figura 2.11), é possível analisar a influência do agregado na resistência à

compressão dos betões de agregados leves. Até um dado valor, denominado por “resistência limite”,

a resistência à compressão do betão é essencialmente governada pela resistência à compressão da

2.17

argamassa. Nessa região, os valores de resistência à compressão no betão e na argamassa são

aproximadamente semelhantes (FIP 1983).

Nos parágrafos seguintes são analisados alguns trabalhos realizados por diversos autores, em

que foram analisados betões produzidos com agregados leves naturais, tais como a pedra-pomes e a

escória.

Hossain (2006) estudou a influência do uso da escória vulcânica em substituição de agregado

britado de massa volúmica normal, de modo a permitir reduzir a massa volúmica do betão sem

comprometer significativamente a sua capacidade estrutural. O autor utilizou no seu estudo uma

escória proveniente dos arredores da cidade de Goroka, Papua Nova Guiné, cujo agregado grosso

apresentava uma massa volúmica seca de 1150 Kg/m³ e uma absorção às 24 horas igual a 35,6%.

Foram analisados betões com percentagens de substituição de 0, 50, 75, 90 e 100% para uma

relação de a/c efectiva constante e igual a 0,45. Os resultados obtidos para a resistência à

compressão aos 28 dias de idade são apresentados no Quadro 2.6.

Hossain (2006) verifica que a resistência à compressão aos 28 dias diminui cerca de 20%

quando se procede à substituição total de agregado normal por escória. Tal é justificado pela maior

porosidade e menor capacidade resistente da escória. Porém, para todas as percentagens de

substituição, foi possível obter resistências médias à compressão em cilindros superiores a 17 MPa,

enquadrando-se na classe de betões estruturais de acordo com a ASTM C 330.

Quadro 2.6 - Composições dos betões produzidos por Hossain (2006).

Kiliç et al. (2009) estudou as propriedades mecânicas de betões leves produzidos com

agregados naturais provenientes da Turquia. Foram analisados betões apenas com escórias (S),

apenas com pedra-pomes (P) e ainda betões com a mistura dos dois tipos de agregados, conforme

indicado no Quadro 2.7. O agregado de escória provinha da região de Toprakkale - Osmaniye e o

agregado de pedra-pomes foi obtido na região de Nevşehir, possuindo massa volúmicas de 1547 e

903 kg/m³, respectivamente.

Os resultados obtidos por Kiliç et al. (2009) apresentam-se no Quadro 2.7. É possível concluir

que os betões produzidos apenas com escórias apresentam os maiores valores de resistência à

compressão aos 28 dias. Verifica-se ainda que a resistência à compressão varia de forma

directamente proporcional com a massa volúmica no estado endurecido. Por outro lado, o betão

A - 100 456 0 42,6 2,19 64 1845 24 (28)

A - 90 411 98 36,5 2,29 68 1963 26 (30)

A - 75 342 245 28,5 2,45 72 2022 28 (32)

A - 50 228 490 17,1 2,72 78 2135 30 (35)

A - 0°͛ 0 980 0 3,26 82 2520 35 (40)

°͛ betão de controlo; * % de escória no agregado total, por peso; ** rácio total de

agregado/cimento por peso

Cimento = 490 kg/m³ ; w/c = 0,45 ; Areia = 615kg/m³

Compressão

28 dias, fcy

(fcu) [MPa]

Massa

Volúmica

(kg/m³)

Abaixamento

(mm)Rácio **% Escória*

Brita

(kg/m³)

Escória

(kg/m³)Mistura

2.18

produzido apenas com agregado de pedra-pomes apresentou uma resistência à compressão aos 28

dias de 15,8 MPa, abaixo do valor requerido para betões estruturais.

Apesar de Kiliç et al. (2009) e Hossain (2006) terem analisado betões com escórias, os

resultados obtidos foram muito diferentes. Kiliç et al. (2009) observam resistência à compressão de

44,1 MPa para betões com a/c de 0,4, enquanto Hossain (2006) refere resistências de apenas 24

MPa em betões de a/c = 0,45. Embora as relações a/c sejam ligeiramente diferentes, estes resultados

traduzem as diferenças existentes entre cada um dos tipos de agregado analisados. De facto, a

escória utilizada por Kiliç et al. (2009) tem uma massa volúmica cerca de 36% superior.

Kiliç et al. (2009) consideraram misturas com 10% de sílica de fumo, que, de acordo com o seu

estudo, contribuiu para a melhoria das propriedades mecânicas dos betões.

Quadro 2.7 - Composições e resultados obtidos na campanha experimental de Kiliç et al. (2009).

Assas (2012) analisou a permeabilidade e a resistência à compressão aos 28 dias de idade em

betões produzidos com escória vulcânica originária de uma província ocidental da Arábia Saudita. A

escória apresentava massa volúmica de 800 kg/m³ para o agregado grosso e de 1075 kg/m³ para o

agregado fino. Foram produzidos betões com substituição de agregados finos de escória por

agregados finos de areia normal em diferentes percentagens, 0, 25, 50, 75 e 100% (Quadro 2.8).

Quadro 2.8 - Composições dos betões produzidos por Assas (2012) para cada % de substituição de areia efectuada.

Foram considerados dois tipos de composições; mistura A, sem adições, e ainda uma mistura B,

em que 10% da massa de cimento foi substituída por sílica de fumo.

8 - 16 285 (S) 260 (S) 260 (S) 241 (S) 141 (P) 382 24

4 - 8 240 (S) 238 (S) 235 (S) 96 (P) 103 (P) 330 20

2 - 4 175 (S) 160 (S) 95 (P) 76 (P) 79 (P) 238 14

0 - 2 590 (S) 305 (P) 305 (P) 310 (P) 292 (P) 791 42

Cimento 450 450 450 450 450 450 -

Silica de Fumo 50 50 50 50 50 50 -

Água 200 221 231 241 241 150 -

Sup. Plastificante 20 20 20 20 20 20 -

a/c 0,40 0,44 0,46 0,48 0,48 0,30 -

M. Volúmica fresca 2010 ± 6 1704 ± 7 1646 ± 7 1484 ± 6 1376 ± 5 2411 ± 13 100

Massa Vol. Seca (kg/m³) 1997 ± 6 1696 ± 7 1638 ± 8 1477 ± 6 1368 ± 5 2388 ± 12 -

Res. Compressão (MPa) 44,1 ± 4 30,5 ± 2 27,6 ± 2 23,3 ± 2 15,8 ± 1,5 58 ± 3 -

Res. Tracção (MPa) 7,8 ± 2 7,2 ± 1 6,2 ± 1,5 5,8 ± 1 3,5 ± 1 8,4 ± 2 -

(S) - escória; (P) - pedra-pomes

Tamanho peneiro

(mm)Vol. (%)NWCPLWCSPLWC-IIISPLWC-IISPLWC-ISLWC

0% 6 2,9 6,142 12,272 0

25% 6 2,9 6,142 9,204 4,72

50% 6 2,9 6,142 6,136 9,44

75% 6 2,9 6,142 3,068 14,16

*Mix B: silica de fumo igual a 10% do peso de cimento (0,6 Kg)

Agregado grosso

leve (Kg)

Agregado

fino normal

(Kg)

Agregado

fino leve

(Kg)

Água (Kg)Cimento

(Kg)

Areia Substituida

(%)

2.19

Os resultados obtidos por Assas (2012) apresentam-se no Quadro 2.9. Verifica-se que, para

taxas de substituição de areia na ordem dos 75%, existe um acréscimo de 80 e 95% da resistência à

compressão aos 28 dias na mistura A e B, respectivamente.

Quadro 2.9 - Resultados obtidos por Assas (2012) para a mistura A e B.

À semelhança do observado por Kiliç et al. (2009), Assas (2012) constata que a substituição de

cimento por sílica de fumo permite um acréscimo de cerca de 24% na resistência à compressão.

O grupo EuroLightCon (2000) apresentou um estudo que teve como objectivo a análise dos

agregados naturais existentes na Islândia para a produção de betões leves. Nesse estudo foram

utilizados agregados de escória vulcânica proveniente de B.M. Vallá, com massa volúmica seca igual

a 1090 kg/m³, e também de pedra-pomes proveniente do vulcão Hekla, com massa volúmica seca de

660 kg/m³.

Para a campanha experimental foram formulados quatro betões de escória, de granulometria fina

(0 - 4 mm) e de granulometria grossa (4 - 8 mm). Foi utilizada também areia fina de massa volúmica

normal e superplastificante. A relação a/c variou entre 0,29 e 0,48. No Quadro 2.10, indicam-se as

composições dos betões produzidos bem como os principais resultados obtidos.

Quadro 2.10 - Composições e resultados obtidos nos betões de escórias produzidos pela EuroLightCon (2000).

0 1700 16,5 0

25 1850 19,7 20

50 1915 24,1 46

75 1975 29,8 80

0 1770 20,5 0

25 1887 26,5 30

50 1920 33,7 64

75 1960 39,4 95

Mix B

Aumento

percentual da res.

compressão (%)

Res. compressão

(MPa)

Massa vol. seca

(kg/m³)

Areia

substituida (%)Tipo de Mistura

Mix A

1 2 3 4

Cimento, Portland 511 547 395 357

Água (água de mistura) 187 3158 173 172

Água sat.* 158 172 164 172

Areia fina Björgun, 0-4 mm 394 410 392 413

Escória 0 - 4 mm 159 177 158 166

Escória 4 - 8 mm 412 453 434 455

Plastificante (FM-375) 5,862 9,712 2,167 1,280

Ar introduzido (SS-Air) 0,203 0,126 0,158 0,144

Massa vol. fresca estimada 1827 1927 1718 1767

Classificação LC30 LC40 LC16 LC20

Res. Compressão médio, fcm (MPa) 31,0 41,8 20,0 21,5

Res. Compressão caracteristico, fck (MPa) 31,6 40,7 18,2 20,1

* Água sat: água existente no interior do agregado com superficie seca

Quantidade por mistura (kg/m³)Material

2.20

Conforme esperado, a máxima resistência à compressão aos 28 dias foi adquirida pelo betão de

menor relação a/c (cerca de 0,29) e menor introdução de ar. O betão 3, de relação a/c de 0,48,

apresenta uma redução de 52% na resistência à compressão.

Na Figura 2.12, é possível observar que o uso de escórias permite produzir betões com maior

resistência do que os betões com pedra-pomes, embora numa gama menos extensa de massas

volúmicas. Tal está relacionado com a menor porosidade e maior densidade dos agregados de

escórias utilizados.

Figura 2.12 - Resistência à compressão por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias (EuroLightCon

2000).

De salientar que nos escassos trabalhos realizados por outros autores foi apenas possível

abranger betões com escórias de baixa a moderada resistência, enquadrados nas classes LC 16/20 a

LC 30/37 para classes de massa volúmica D1.6 - D2.0.

2.5.2.2 Resistência à tracção

A resistência à tracção é uma propriedade importante na caracterização mecânica dos betões,

pois é necessário garantir os estados limites de serviço numa dada construção, principalmente a

deformação e a fendilhação.

A resistência à tracção de um betão depende, essencialmente, da resistência à tracção dos seus

constituintes, matriz cimentícia e agregados, da interacção entre estas fases, da natureza e

angulosidade dos agregados e ainda da relação a/c. Para a determinação da resistência à tracção, é

possível recorrer à tracção pura, flexão simples e ainda à compressão diametral, sendo esta última a

mais recorrente (Neville 1995), (Bogas 2011).

Na campanha realizada por Kiliç et al. (2009), já mencionada em §2.5.2.1., os resultados obtidos

da resistência à tracção dos betões com escórias, pedra-pomes e a mistura de ambos apresentam-se

no Quadro 2.7. O betão com 100% escória apresentou a maior resistência à tracção, na ordem dos

7,2 MPa. Por sua vez, o betão produzido apenas com pedra-pomes apresentou o valor mais baixo, de

apenas 3,5 MPa. Este betão, que apresenta o menor valor de massa volúmica, tem uma resistência à

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

1200 1400 1600 1800 2000 2200

Re

sist

ên

cia

à co

mp

ress

ão (

MP

a)

Massa volúmica saturada (kg/m³)

Pedra-Pomes

Escória

2.21

tracção correspondente a 42% do obtido pelo betão de referência (betão normal) e 45% da

resistência à tracção do betão com 100% escória vulcânica.

Apesar de a massa volúmica do betão com 100% escória ser cerca de 84% da massa volúmica

do betão de referência, a relação entre as resistências à tracção é de apenas 93%. De acordo com

Kiliç et al. (2009), a maior proximidade na resistência à tracção justifica-se pelo facto de o agregado

de escória ter uma superfície muito porosa que permite uma melhor interligação entre os agregados e

a matriz cimentícia.

Kiliç et al. (2003) analisaram o desempenho de betões leves estruturais de moderada resistência

produzidos com escórias vulcânicas e adições de sílica de fumo e cinzas volantes. A escória

vulcânica provinha da cidade de Osmaniye na Turquia, e possuía 1518 ± 43 kg/m³ de massa

volúmica.

Foram realizados quatro tipos de betões com mistura de agregados leves, relação a/l constante e

igual a 0,55 e ainda dois betões de referência, sem adições e de relação a/l de 0,45 e 0,55. A sílica

de fumo e a cinza volante foram utilizadas em percentagens de substituição da massa de cimento de

10 e 20%, respectivamente. As composições e resultados obtidos de resistência à compressão e

tracção apresentam-se no Quadro 2.11 e 2.12.

Verifica-se que o betão com cinzas volantes (M2) desenvolveu uma resistência à tracção

semelhante, em ambas as idades, ao betão leve de referência sem adições. Além disso a resistência

à tracção no M1 e no M2 são comparáveis aos valores obtidos para o betão normal de referência,

CM1. Porém, o betão normal CM2, de relação a/l igual a 0,45, já apresenta valores mais elevados

que ambas as misturas M1 e M2.

Para as misturas M3 e M4, com 10% de sílica de fumo, os valores obtidos para a resistência à

tracção são superiores aos das misturas M1 e M2 mas também das misturas de referência CM1 e

CM2. Tal é atribuído à natureza pozolânica e ao efeito de “filler” da mistura ligante constituída pela

sílica de fumo e pelas cinzas vulcânicas, e ainda melhor ligação agregado-pasta providenciada pela

superfície porosa da escória.

A adição de cinzas volantes num betão com 10% de sílica de fumo (M4) não conduziu a uma

melhoria significativa na resistência mecânica.

Quadro 2.11 - Composições dos betões produzidos, por fracções, por Kiliç et al. (2003).

Materiais no betão (kg/m³) Fracção do agregado (peneiro em mm) Massa vol. (kg/m³)

Mix C* CV** SF*** Água 8 - 16 4 - 8 2 - 4 1 - 2 0,5 - 1 0,25 - 0,5 0 - 0,25 Fresco Seco

M1 500 0 0 275 300 250 175 125 150 150 100 1955 ± 29 1860 ± 23

M2 400 100 0 275 300 250 175 125 150 150 100 1932 ± 21 1850 ± 18

M3 450 0 50 275 300 250 175 125 150 150 100 1944 ± 25 1820 ± 28

M4 350 100 50 275 300 250 175 125 150 150 100 1913 ± 36 1800 ± 31

CM1 500 - - 275 390 325 225 165 195 195 130 2330 ± 56 2260 ± 45

CM2 500 - - 225 390 325 225 165 195 195 130 2380 ± 47 2290 ± 37

C*: Cimento; CV**: Cinzas volantes; SF***: Silica de fumo.

2.22

Quadro 2.12 - Resultados para a resistência à compressão e à tracção obtidos por Kiliç et al. (2003).

No estudo realizado pelo EuroLightCon (2000), descrito anteriormente em §2.5.2.1., foram

obtidos os resultados indicados no Quadro 2.13. Verifica-se, entre os betões produzidos com

escórias, que o betão 2 é o que apresenta maior de resistência à tracção, cerca de 3,4 MPa, dado

possuir a menor relação a/c de entre os quatro betões produzidos. Por sua vez, o betão 3 apresenta o

menor valor de resistência à tracção, 2,0 MPa, que, embora não apresente o menor valor de a/c, este

em comparação com o betão 4 contém uma menor quantidade de finos de densidade normal na sua

matriz cimentícia, facto que faz aumentar a capacidade resistente.

Como seria de esperar, os betões com escórias desenvolvem maiores resistências à tracção do

que os betões com agregados de pedra-pomes, associados a maior porosidade.

Quadro 2.13 - Resultados obtidos pelo EuroLightCon (2000) para a resistência à tracção das séries 3, 4 e 5.

2.5.2.3 Módulo de elasticidade

O módulo de elasticidade do betão depende da rigidez dos seus constituintes, nomeadamente,

dos agregados e da matriz ligante, das suas proporções na mistura e da ligação entre estas fases. O

módulo de elasticidade do betão é ainda influenciado por outros factores, como a idade do betão,

granulometria, forma e textura dos agregados, humidade presente no betão, processo de cura e

velocidade de carga durante o ensaio (Holm 2000), (Bogas 2011), (Lima 2012).

Os betões estruturais de agregados leves estão associados a módulos de elasticidade menores

do que os obtidos nos betões de agregados normais de igual composição. Segundo Bogas (2011), o

módulo de elasticidade nos betões leves estruturais tende a ser aproximadamente 30 a 70% menor

do que o obtido nos betões de agregado normal.

Mix

28 dias 90 dias 28 dias 90 dias

M1 28,0 30,0 6,7 7,4

M2 29,2 32,4 6,8 7,1

M3 38,9 43,8 8,2 8,9

M4 36,8 40,0 8,3 8,3

CM1 27,9 29,0 7,3 7,7

CM2 35,0 37,0 7,7 8,1

Res. tracção (MPa)Res. compressão (MPa)

215 1,8 1,6

395 1,8 1,1

447 1,4 1,3

1 3,0 2,8

2 3,4 2,8

3 2 1,5

4 2,2 1,5

XL 0,8 0,7

XB 1,1 1,0

XT 1,2 1,1

Série MixRes. tracção

média, fct (MPa)

Res. tracção

caracteristica, fctk (MPa)

3, pedra-pomes

4, escória

5, perdra-pomes

2.23

No Quadro 2.14, apresentam-se os resultados referentes ao módulo de elasticidade tangencial

obtido pelo grupo EuroLightCon (2000) em betões produzidos com escórias.

Verifica-se que o betão 2 é o que apresenta maior módulo de elasticidade, justificado pelo facto

de este betão possuir a menor relação a/c. O betão 3 possui o menor valor do módulo de

elasticidade, sendo apenas de 13,4 GPa. Tal é justificado pelo facto de este betão ser o que possui

menor quantidade de areia de massa volúmica normal, diminuindo a sua rigidez.

Quadro 2.14 - Resultado obtido pela EuroLightCon (2000) para o módulo de elasticidade nos betões produzidos com escórias.

Foram também produzidos betões de pedra-pomes, cujos resultados obtidos foram comparados

com os betões com escórias (Figura 2.13). Verifica-se que nos betões de idêntica massa volúmica o

módulo de elasticidade tende a ser semelhante.

Figura 2.13 - Módulo de elasticidade por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias (EuroLightCon 2000).

2.5.3 Retracção

Entre outros parâmetros, a retracção, tanto nos betões normais como nos betões leves, depende

essencialmente das características da pasta de cimento, do agregado e da sua capacidade de

contenção, da fracção em volume ocupada pelos seus constituintes e da geometria do espécime e da

temperatura e humidade ambiental (Holm 2000, Chandra 2003).

1 3 18,9

2 3 21,6

3 3 13,4

4 3 14,1

Módulo de elast. tangencial

médio (GPa)

Nº de

provetesMisturas

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

1200 1400 1600 1800 2000 2200

Mó

du

lo d

e e

slas

tici

dad

e t

ange

nci

al (

MP

a)

Massa volúmica saturada (kg/m³)

Pedra-Pomes

Escória

2.24

Segundo Holm (2000) e Chandra (2003), a retracção a longo prazo nos betões leves é

geralmente superior à dos betões com agregados normais, justificado pela menor rigidez dos

agregados leves. Por sua vez, a velocidade de retracção nos betões leves tende a ser menor, ou

seja, o tempo necessário para que se atinja o patamar de equilíbrio é superior, nomeadamente

quando os agregados leves apresentam absorções elevadas.

De acordo com o Eurocódigo 2 e ACI213, a retracção a longo prazo nos betões leves pode ser

cerca de 1 a 1,5 vezes superior à dos betões normais. Bogas (2011) refere valores 1,3 a 1,6 vezes

superiores nos betões leves consoante a composição e tipo de agregado leve utilizado.

Na Figura 2.14, apresentam-se os resultados de retracção obtidos por Hossain (2006) em função

da percentagem de substituição de agregado normal por escória. Os agregados mais porosos, ou

seja, com propriedades de absorção superiores, são associados a maiores valores de retracção,

quando utilizados em betão (Neville 1995), o que é possível verificar pela Figura 2.14 onde o betão

100 % escória apresenta uma retracção, aos 90 dias, superior em 27% quando comparado com o

betão de controlo 0% escória. Para os betões produzidos, a relação a/c foi mantida constante (0,45),

mas a razão agregado/cimento em peso diminuiu de 3,26 para 2,19 do betão de 0% para o de 100%

escória, o que provoca a diminuição da retracção com o aumento da percentagem de agregado de

escória.

Figura 2.14 - Retracção associada à % de escória incrementada no betão (Hossain 2006).

2.5.4 Durabilidade

2.5.4.1 Absorção capilar

A durabilidade do betão é fortemente influenciada pela estrutura porosa do betão,

nomeadamente, pelo desenvolvimento da sua porosidade aberta. A absorção capilar é afectada

essencialmente pelas características da pasta que envolve os agregados e da qualidade da ligação

agregado-pasta. Como tal, a absorção capilar é afectada por factores como a relação a/c, idade e

condições de cura do betão (FIP 1983, Bogas 2011). A absorção capilar é ainda fortemente

200

250

300

350

400

450

500

550

600

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Re

trac

ção

(m

icro

stra

in)

Agregado escória (% de volume)

12 semanas 8 semanas 4 semanas 1 semana

2.25

determinada pelo teor de humidade no betão, que impede a acção deste mecanismo (Kropp et al.

1995).

A absorção capilar resulta da diferença de pressão entre a superfície livre da água junto às faces

do betão e a superfície livre da água existente nos capilares do betão (Neville 1995).

São ainda escassos os trabalhos relativos à análise de durabilidade de betões produzidos com

escórias, não se tendo encontrado nenhum trabalho na bibliografia consultada que envolva a

quantificação da absorção capilar nestes betões. No entanto, existem alguns trabalhos realizados

com pedra-pomes que importa mencionar.

Parhizkar et al. (2011) procuraram estudar as propriedades físicas, mecânicas e de durabilidade

de betões produzidos com pedra-pomes. Os agregados grossos de pedra-pomes apresentavam

massa volúmica de 600 kg/m³ e os agregados finos leves e normais massas volúmicas secas de

1114 e 1592 kg/m³, respectivamente. No Quadro 2.15, apresentam-se a composição dos betões

produzidos.

Quadro 2.15 - Composições dos betões produzidos por Parhizkar et al. (2011).

Os resultados obtidos pelo autor estão representados na Figura 2.15. Verifica-se que o teor de

cimento e a relação a/c têm grande influência na absorção capilar, pois o aumento de a/c provoca um

incremento na absorção capilar.

Figura 2.15 - Absorção capilar medida às 2, 6, 24 e 72 horas de ensaio (Parhizkar et al. 2011).

É possível também verificar que, para o mesmo teor de cimento, o betão com areia fina natural

apresenta maiores valores de absorção do que o constituído por areia fina leve (pedra-pomes). De

LCNF-1 500 183 407 803 0,37 1919

LCNF-2 420 175 457 819 0,42 1855

LCNF-3 350 165 411 922 0,46 1878

LCF-1 500 183 522 473 0,37 1666LCF-2 420 175 561 465 0,42 1604

LCF-3 350 165 571 488 0,46 1607

C 350 165 961 961 0,46 2357

a/cAgregado fino

(kg/m³)

Agregado grosso

(kg/m³)

Quantidade água

livre (kg/m³)

Massa vol.

Fresca (kg/m³)

Betão controlo ( C )

Betão de agregado grosso e fino leve ( LCF )

Quantidade

cimento

(kg/m³)

Identificação

Betão de agregado grosso leve e agregado fino normal ( LCN F)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

0 10 20 30 40 50 60 70

Ab

sorç

ão c

apila

r (m

m³/

mm

²)

Tempo (horas)

LCNF-1

LCNF-2

LCNF-3

LCF-1

LCF-2

LCF-3

C (controlo)

2.26

acordo com Pashizkar et al. (2011), isso justifica-se pelo facto de a estrutura porosa do agregado leve

armazenar água, criando uma barreira de agregados saturados que impede a transição de água para

camadas mais interiores do betão.

No estudo realizado pelo EuroLightCon (2000), obtiveram-se os resultados indicados nas Figuras

2.16 e 2.17, referentes a um betão produzido com agregados grossos de pedra-pomes e areias de

massa volúmica normal, para uma relação a/c de 0,5.

Figura 2.16 - Resultados da absorção capilar às

primeiras horas de ensaio para betão de pedra-pomes

(EuroLightCon 2000).

Figura 2.17 - Resultados da absorção capilar para

betão de pedra-pomes (EuroLightCon 2000).

Tal como seria de esperar, a taxa de absorção diminui ao longo do tempo, verificando-se que nas

primeiras 7 horas o betão absorve cerca de 70% da água total absorvida ao fim das 170 horas do

ensaio.

No entanto, Hossain et al. (2010) obtiveram, em betões com pedra-pomes, menores

permeabilidades face ao betão de controlo de igual composição. Tal foi justificado pelo aumento da

qualidade da zona de contacto agregado-pasta e melhoria da cura interna devido à água existente

nos agregados porosos. O aumento da qualidade da pasta nestas zonas contribuiu para o

decréscimo da permeabilidade nestes betões.

2.5.4.2 Resistência à penetração de cloretos

A corrosão induzida pela penetração de cloretos é um dos mecanismos de degradação mais

severos no betão. A corrosão inicia-se quando o teor de cloretos atinge um dado valor crítico junto às

armaduras, sendo responsável pela sua despassivação, mesmo em condições de elevada

alcalinidade (Bogas 2011).

A penetração de cloretos é essencialmente afectada, entre outros factores, pelo desenvolvimento

da porosidade do betão, assumindo maior relevância as características da pasta e a qualidade da

zona de transição agregado-pasta (Bogas 2011).

Os resultados obtidos por Assas (2012) em betões produzidos com escórias (Quadro 2.8)

apresentam-se na Figura 2.18. A resistência à penetração de cloretos foi mais elevada nos betões

com sílica de fumo. De acordo com o autor, tal pode ser justificado pelo refinamento dos poros da

pasta proporcionado pela adição de sílica de fumo.

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Ág

ua

ab

so

rvid

a (

g)

Tempo (horas)

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

0 50 100 150 200

Ág

ua

ab

sorv

ida

(g

)Tempo (horas)

2.27

Figura 2.18 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por % de areia substituída (Assas 2012).

Verifica-se também que a resistência à penetração de cloretos aumenta com a resistência à

compressão (Figura 2.19), para ambas as misturas. Tal é atribuído ao facto de o aumento da

resistência à compressão estar directamente associado ao aumento de compacidade da matriz. Pois,

a substituição de areias leves por areias normais conduz a um aumento da impermeabilidade e da

capacidade resistente da pasta.

Figura 2.19 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por valor da resistência à compressão obtido (Assas

2012).

No estudo realizado pelo EuroLightCon (2000), são referidos coeficientes de difusão de 5,5 e

5,0x10-12

m2/s para um betão de agregados grossos de pedra-pomes e finos de densidade normal,

com uma relação de a/c igual a 0,5 e 0,47, respectivamente. Para a primeira composição foi utilizado

uma maior percentagem de areia normal, o que pode justificar o melhor desempenho deste, embora

não significativo, face ao betão de a/c igual a 0,47.

2.5.4.3 Resistência à carbonatação

A carbonatação ocorre quando o CO2 presente na atmosfera reage com os elementos alcalinos

presentes no betão originando uma descida do Ph até valores inferiores a cerca de 9. Isso resulta da

destruição da camada passiva que protege as armaduras da corrosão, pois esta camada só se cria e

se mantém em ambiente de forte alcalinidade, para Ph superior a cerca de 11 (Bogas 2011).

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80

Pe

ne

traç

ão d

e iõ

es

clo

reto

(C

ou

lom

bs)

x10

³

Areia substituida (%)

Mix A

Mix B

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Pe

ne

traç

ão d

e iõ

es

clo

reto

(C

ou

lom

bs)

x10

³

Resistência compressão (MPa)

Mix A

Mix B

2.28

Estando a penetração de CO2 e o desenvolvimento da sua reacção também relacionados com a

estrutura porosa do betão, é de esperar que os factores que afectam a resistência à carbonatação

possam ser correlacionáveis com as propriedades de transporte do betão, nomeadamente a

permeabilidade e absorção capilar (Kropp et al. 1995). Assim, a qualidade da pasta, relação a/c, teor

de humidade no betão, são alguns dos factores que afectam o desenvolvimento da carbonatação.

Outro factor relevante é a proporção de matéria carbonatável inicialmente presente no betão.

Para as mesmas condições de exposição, verifica-se que o fenómeno de carbonatação tende a

ser mais susceptível nos betões de agregados leves do que nos betões de agregados de massa

volúmica normal, devido à estrutura mais porosa do agregado leve (EuroLightCon 2000).

Segundo Assas (2012), a substituição de agregados finos de pedra-pomes por areia de massa

volúmica normal conduz a um ligeiro aumento na resistência à carbonatação do betão.

Gündüz et al. (2004) estudaram as propriedades mecânicas e de durabilidade de betões leves

produzidos com pedra-pomes. Para tal, foi utilizado um agregado grosso oriundo da região de

Nevᵒehir, Turquia, com massa volúmica seca de 870 ± 55 kg/m³, e um agregado fino proveniente da

ilha de Yali, localizada no Mediterrâneo Oriental, com 910 ±15 kg/m³. No Quadro 2.16, apresenta-se a

composição dos betões produzidos.

Quadro 2.16 - Composição dos betões produzidos por Gündüz et al. (2004).

Na Figura 2.20, apresentam-se as profundidades de carbonatação obtidas para diferentes razões

agregado/cimento.

Figura 2.20 - Valores obtidos por Gündüz el al. (2004) no ensaio de carbonatação acelerada.

Os resultados obtidos ao fim de três semanas indicam uma evolução praticamente linear da

carbonatação. Como seria de esperar, para relações a/c mais baixas, os betões apresentam

melhores valores de resistência à carbonatação. De acordo com Gündüz et al. (2004), devido à

MX1 2:1 440 423 458 281 48 0,64

MX2 2 1/2:1 375 488 450 293 52 0,78

MX3 3:1 320 538 422 291 56 0,91

MX4 3 1/2:1 280 608 372 300 62 1,07

MX5 4:1 245 666 314 301 68 1,23

A/cMistura a/cFinos (%)Água

(kg/m³)

Agregado grosso

pedra-pomes (kg/m³)

Agregado fino pedra-

pomes (kg/m³)Cimento (kg/m³)

0

10

20

30

40

50

60

70

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65

Car

bo

nat

ação

ace

lera

da

(mm

)

Tempo (horas)

MX1 MX2 MX3 MX4 MX5

2.29

escassez de trabalhos desenvolvidos em exposição real, não é possível estimar com rigor o tempo

real a que equivale o período de exposição utilizado nos ensaios acelerados.

3.1

Capítulo 3 Campanha experimental

De modo a cumprir os objectivos do presente trabalho foi idealizada uma campanha experimental

que visa o estudo das propriedades físicas, mecânicas e de durabilidade de betões produzidos com

agregados leves naturais de origem vulcânica provenientes da ilha de São Miguel. No presente

capítulo, apresenta-se uma descrição detalhada do plano de trabalhos, materiais utilizados,

formulação de betões e ensaios de caracterização realizados durante a campanha experimental.

Neste contexto, foram analisados betões produzidos com escórias provenientes de São Miguel e

ainda com substituição parcial ou total de agregados finos de escórias por areias de massa volúmica

normal. Foram ainda analisados betões de referência produzidos com agregados grossos e finos de

massa volúmica normal.

3.1 Descrição da campanha experimental

A campanha experimental foi dividida em 4 fases que envolveram: a selecção e caracterização

dos materiais; a formulação e definição das composições a utilizar nos betões; a produção dos betões

de referência de massa volúmica normal e betões com escórias; a caracterização dos betões no

estado fresco e endurecido, tendo em consideração aos ensaios indicados no Quadro 3.1.

As diferentes composições foram definidas de modo a atingir betões com classes de resistência

e massa volúmica comparáveis com a utilização corrente de betões leves estruturais. As

composições em causa permitem a análise do desempenho dos agregados de escória quando

inseridos em soluções correntes de menor exigência (a/c = 0,56) ou em soluções de elevado

desempenho (a/c = 0,35), mais adequados para estruturas especiais em que a resistência e a

durabilidade sejam critérios determinantes. Em §3.3 apresenta-se a formulação dos respectivos

betões.

Desta forma, foram definidas seis formulações diferentes que têm em consideração betões

correntes de moderada resistência e betões de elevado desempenho produzidos com escórias e

agregados de massa volúmica normal:

BN 0,35 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c 0,35;

BN 0,56 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c 0,56;

BL 0,35 - Betão constituído por AGE e AFN, de a/c 0,35;

BL 0,56 - Betão constituído por AGE e AFN, de a/c 0,56;

BAFL 0,35 - Betão constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c 0,35;

BAFL 0,56 - Betão constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c 0,56.

3.2 Materiais

3.2.1 Ensaios realizados aos agregados

A caracterização dos agregados é fundamental, pois o desempenho do betão depende das

propriedades físicas, químicas e geométricas dos seus componentes (Chandra 2003, Holm 2000).

Os ensaios realizados para a caracterização dos agregados e respectivos documentos

normativos apresentam-se no Quadro 3.1.

3.2

Quadro 3.1 - Documentos normativos referentes à caracterização dos agregados.

3.2.1.1 Análise granulométrica

a) Objectivo

A análise granulométrica permite a caracterização estatística da distribuição da dimensão das

partículas por cada fracção do agregado. Esta tem enorme importância na formulação e na obtenção

de compacidades maximizadas.

O presente ensaio foi realizado de acordo com a norma NP EN 933-1 (2000) “Ensaios das

propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: Análise granulométrica. Método de peneiração”. A

série de peneiros foi definida de acordo com a norma NP EN 933-2 (1999) “Ensaios para

determinação das características geométricas dos agregados. Parte 2: Determinação da distribuição

granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão nominal das aberturas”.

b) Aparelhos e utensílios

Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:

estufa à temperatura constante de 110 ± 5 °C;

peneiros de ensaios, especificado pela NP EN 933-2;

máquina de peneiração mecânica;

balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;

escova de aço;

tabuleiro metálico.

c) Amostra de ensaio

Segundo a norma NP EN 933-1, a menor massa a ensaiar é definida em função da máxima

dimensão do agregado (Dmáx), conforme indicado no Quadro 3.2.

Quadro 3.2 - Massa mínima da amostra na análise granulométrica.

Ensaios Documentos normativos

Análise Granulométrica NP EN 933-1 e NP EN 933-2

Massa volúmica e absorção de água NP EN 1097-6

Baridade NP EN 1097-3

Teor em água NP EN 1097-5

Índice de forma NP EN 933-4

Resistência ao esmagamento NP EN 13055-1

Máxima dimensão do agregado - Dmáx (mm) Massa mínima da amostra (kg)

63 40

32 10

16 2,6

8 0,6

≤4 0,2

3.3

d) Procedimento de ensaio

O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte procedimento:

todas as amostras a ensaiar foram secas em estufa a 110 ± 5 °C até que a variação da

massa, medida sucessivamente em intervalos de tempo de 1 hora, não excedesse a

valores superiores a 0.1% da massa da amostra, posto isso, registou-se o valor (M1);

seguidamente, foi colocado a amostra no topo da coluna de peneiros seleccionados e

ordenados, com fundo estanque e tampa, que de seguida foi agitada com o auxilio da

máquina de peneiração, processo que demora cerca de 1 minuto (Figura 3.1);

a amostra retida em cada peneiro foi agitada manualmente até que a variação da massa

contida no peneiro não ultrapassasse 1% do peso, e desta forma registou-se o valor do

peso da massa retida (M2,i) e da abertura nominal a que este corresponde;

este processo repete-se de igual forma para os peneiros subjacentes;

para finalizar pesou-se o material retido no fundo estanque, registou-se o valor como

resíduo e de seguida foi somado todos os valores retidos em cada peneiro e o resíduo,

desta forma se o total apresentar uma variação superior a 1% o ensaio é considerado

inválido.

Figura 3.1 - Máquina de agitação de peneiros automática.

e) Resultados

A percentagem de material retido em cada peneiro é calculada através da seguinte expressão:

(3.1)

em que,

- percentagem de material retido, por peneiro (%);

- massa total da amostra seca (kg);

- massa de material retida em cada peneiro (kg).

Com base no material passado acumulado (eixo das ordenadas) em função da abertura dos

peneiros (eixo das abcissas) é possível construir a curva granulométrica do agregado ensaiado.

3.4

3.2.1.2 Massa volúmica e absorção de água

a) Objectivo

A massa volúmica do agregado é um dado de grande importância, pois, embora a composição

de máxima compacidade seja expressa em volume, torna-se mais simples medir as doses de

materiais em peso.

O presente ensaio determina a massa volúmica das partículas secas em estufa, a massa

volúmica das partículas saturadas com superfície seca, a massa volúmica do material impermeável

das partículas e a absorção de água às 24 horas.

Visto que a absorção de água conjunta com o teor de humidade presente nos agregados podem

variar a relação a/c da amassadura, e consequentemente, a trabalhabilidade desta, o ideal seria

incorporar os agregados saturados com superfície seca. Uma vez que esta prática se torna quase

impraticável, a obtenção da absorção e do teor de humidade torna-se imprescindível para se

proceder às devidas correcções na água da amassadura.

Os ensaios foram realizados tendo em conta os conceitos determinados pela norma NP EN

1097-6 (2003) “Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação

da massa volúmica e da absorção de água”.


Foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:

estufa de temperatura 110 ± 5 °C;

peneiros de ensaio, referidos pela norma NP EN 933-2, de aberturas nominais de 0,063

mm (agregados finos) e de 4,0 mm (agregados grossos);


termómetro graduado;

cone troncocónico e pilão metálico;

colher de pedreiro;

panos absorventes;

picnómetro de volume adequado à dimensão da amostra (NP EN 933-2);


Foi recolhida uma amostra de cada agregado, onde foi separado por metodologia de execução,

onde os agregados de granulometria compreendida entre 0,063/0,4 mm seguem um dado

procedimento e os de 0,4/31,5 seguem outra. Para a amostra de granulometria fina a massa

recolhida teria de ser superior a 1 kg, enquanto que, para a granulometria grossa a massa mínima da

amostra deve ser superior ao indicado na Quadro 3.3.

3.5

Quadro 3.3 - Massa mínima da amostra para o ensaio de massa volúmica e absorção de água.


O procedimento do ensaio, para a fracção 4.0/31.5 mm, foi o seguinte:

foi separada da amostra as fracções superiores a 31,5 mm e inferiores a 4,0 mm com o

auxílio de peneiros com as respectivas aberturas nominais;

a amostra foi lavada com água sobre o peneiro de 4,0 mm de maneira a retirar quaisquer

partículas finas que possam interferir com o ensaio;

as amostras a ensaiar foram secas em estufa a 110 ± 5 °C, posto isso, registou-se o

valor (M0);

de seguida o material foi imerso em um recipiente plástico com água à temperatura

ambiente e agitado levemente de modo a expulsar o ar existente. A amostra ficou

submersa durante 24 horas;

o recipiente foi agitado novamente para retirar o restante ar que este continha e foi cheio

de água até transbordar (Figura 3.2). O recipiente foi seco e registou-se o valor da massa

do conjunto (M2);

posto isto, o conteúdo foi decantado e o agregado foi colocado num tabuleiro, onde a

superfície deste foi seca com recurso a panos absorventes (Figura 3.3), registando-se o

valor da massa das partículas saturadas de superfície seca (M1);

encheu-se o recipiente de plástico apenas com água, à mesma temperatura, e registou-

se a massa (M3);

os agregados são novamente secados na estufa com temperatura de 110 ± 5 °C até que

a variação da massa, medida sucessivamente em intervalos de tempo de 1 hora, não

excedesse a valores superiores a 0.1% da massa da amostra, posto isso, registou-se o

valor (M4).

Figura 3.2 - Picnómetro com bagacina na medição

da massa M2

Figura 3.3 - Secagem da superfície do agregado

por intermédio de um pano absorvente.

Dimensão dimensão do agregado - Dmáx (mm) Massa mínima da amostra (kg)

31,5 5

16 2

8 1

3.6

Para o caso dos agregados finos, fracção compreendida entre 0,063/4,0 mm, o procedimento foi

idêntico ao da fracção grossa, diferindo no processo da secagem da superfície das partículas. Este

procedeu-se da seguinte forma:

foi feita a decantação e a amostra saturada foi colocada num tabuleiro onde esta foi

espalhada de maneira a obter uma camada uniforme de pouca espessura, de modo a

facilitar o processo de secagem;

para acelerar o processo de secagem superficial, foi utilizada uma ventoinha (Figura 3.4).

A amostra foi remexida frequentemente garantindo assim uma secagem homogénea;

para garantir que a superfície das partículas se encontrava seca, recorreu-se ao método

do cone troncocónico e do pilão, onde o molde foi preenchido com parte da amostra e

compactado com 25 pancadas leves;

o cone foi retirado com cautela e, se a deformação deste se apresentasse como a

ilustrada na Figura 3.5, o valor da massa era registado como M1.

Figura 3.4 - Secagem dos agregados finos

Figura 3.5 - Deformação aceitável (agregado fino

com superfície seca).

e) Resultados

Os resultados são obtidos pelas seguintes equações:

Massa volúmica do material impermeável das partículas ( ), em kg/dm3:

(3.2)

Massa das partículas secas em estufa ( ), em kg/dm3:

(3.3)

Massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca ( ), em kg/dm3:

(3.4)

3.7

Absorção de água às 24 horas, em percentagem da massa seca ( ):

(3.5)

onde,

- massa volúmica da água registado em M2 (kg/dm3);

M1 - massa das partículas saturadas com superfície seca (g);

M2 - massa do recipiente + amostra + água (g);

M3 - massa do recipiente + água (g);

M4 - massa da amostra seca em estufa (g).

3.2.1.3 Baridade

a) Objectivo

A baridade, também denominada por massa volúmica aparente, consiste na massa por unidade

de volume aparente de um dado agregado, esta tem em conta tanto do volume ocupado pelo

agregado bem como o volume de vazios presentes entre as partículas. A baridade varia com a curva

granulométrica do agregado em causa e também do grau de compactação que este apresenta.

O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma NP EN 1097-3 (2000)

“Ensaios para determinação das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Método

para determinação da massa volúmica e dos vazios”



estufa de secagem à temperatura constante de 110 ± 5 °C;


varão metálico;

recipiente cilíndrico impermeável em aço inoxidável, de 1,0 e 5,0 litros.


Foram colhidas 3 amostras por agregado, como especificado pela norma NP EN 1097-3. As

amostras foram secas em estufa a 110 ± 5 °C e cada uma teve de ter entre 120 e 150% da massa

necessária para preencher o recipiente.

A capacidade do recipiente depende da máxima dimensão do agregado, e este dado é retirado

do Quadro 3.4.

Como tal, o recipiente a utilizar deve ter uma capacidade de 5 litros para a fracção grosseira e de

1 litro para a fracção fina.

3.8

Quadro 3.4 - Volume mínimo do recipiente na baridade.


O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:

depois da preparação da amostra, o recipiente foi pesado enquanto limpo vazio e limpo e

o valor da massa foi registado como M1;

de seguida o recipiente foi cheio com o agregado sem compactar e até transbordar;

foi retirado o excesso de material e a superfície foi nivelada com o auxilio de um varão de

aço;

por fim, foi registada como M2 a massa do conjunto (Figura 3.6).

Figura 3.6 - Medição da massa M2.

e) Resultados

A baridade de cada amostra ( é dada pela seguinte expressão:

(3.6)

onde,

- massa do recipiente (kg);

- massa do recipiente + agregado (kg);

- volume do recipiente (l).

Desta forma, a baridade do agregado foi dada pela média aritmética das três amostras.

∑

(3.7)

Máxima dimensão do agregado - Dmáx (mm) Volume mínimo do recipiente (l)

63 20

32 10

16 5

8 3

≤4 1

3.9

3.2.1.4 Teor de água

a) Objectivo

A determinação do teor de água é um parâmetro fundamental na quantificação da água a utilizar

na amassadura e consiste na quantificação percentual da humidade presente nos agregados.

A metodologia adoptada para a realização do ensaio foi a especificada pela norma NP EN 1097-

5 (2002) “Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados - Parte 5: Determinação do

teor de humidade por secagem em estufa ventilada”.






De acordo com a norma NP EN 1097-5, foram recolhidas duas amostras de cada agregado com

massa superior a 500 gramas.



logo após a recolha da amostra, esta foi pesada e registada como M1;

secou-se a amostra na estufa a 110 ± 5 °C até que a massa se mantivesse constante;

a amostra foi novamente pesada e registou-se o valor como M2.

e) Resultados

O teor de água presente em cada amostra ( ) é dado pela seguinte equação:

(3.8)

onde,

- massa inicial da amostra (g);

- massa da amostra seca em estufa (g).

Desta forma, o teor de água foi dado pela média aritmética das duas amostras.

∑

(3.9)

3.10

3.2.1.5 Índice de forma

a) Objectivo

O índice de forma consiste em analisar a geometria dos agregados, caracterizando-os como

partículas cúbicas ou não-cúbicas, e apenas os agregados de granulometria compreendida entre 4 e

63 mm são estudados. A geometria dos agregados influencia fortemente o desempenho mecânico

dos betões, pois os agregados de partículas cúbicas oferecem melhores trabalhabilidades e,

consequentemente, melhor compacidade, podendo desta forma reduzir a relação a/c, que por sua

vez traduz num melhor nível de durabilidade.

O ensaio foi realizado apenas para os AN de brita 1 e para os AL de bagacina, pois são os que

apresentam a maior percentagem de partículas compreendidas entre as fracções de 4 e 63 mm.

Foi seguida a metodologia presente na norma NP EN 933-4 (2002) “Ensaios das propriedades

geométricas dos agregados. Parte 4: Determinação da forma das partículas - Índice de forma”.




peneiros de ensaio, especificados pela norma NP EN 933-2;

máquina de peneiração mecânica;


paquímetro.


Os agregados foram levados a secar na estufa à temperatura de 110 ± 5 °C até que não

existisse variação na massa. Posto isso, a amostra é separada nas fracções sugeridas pela NP

EN 933-2 através dos respectivos peneiros. Foi rejeitado o material que ficou retido no peneiro de

63 mm e o que passou no peneiro de 4 mm.

A massa mínima para o ensaio depende da dimensão máxima do agregado (Quadro 3.5).

Quadro 3.5 - Massa mínima da amostra no índice de forma.



Dimensão dimensão do agregado - Dmáx (mm) Massa mínima da amostra (kg)

63 45

32 6

16 1

8 0,1

3.11

depois de se realizar a peneiração, pesou-se a massa de cada fracção granulométrica e

foi calculado o seu peso percentual face à massa da amostra de ensaio; foram rejeitadas

as fracções que apresentavam valores de massa inferiores a 10 % da massa da amostra

de ensaio;

mediu-se o comprimento e espessura de cada partícula com o auxílio de um paquímetro

(Figura 3.7) e separou-se as partículas não-cúbicas, ou seja, partículas cuja relação

comprimento/espessura fosse superior a 3;

foi registada a massa das partículas não-cúbicas de cada fracção.

Figura 3.7 - Medição do comprimento de uma partícula (brita1) com o auxílio de um paquímetro.

e) Resultados

Os resultados obtidos para o índice de forma ( ) são dados pela seguinte equação:

∑

∑

(3.10)

onde,

∑ - somatório das massas das partículas de cada uma das fracções

granulométricas ensaiadas (g);

∑ - somatório das massas das partículas não-cubicas de cada uma das fracções

granulométricas ensaiadas (g).

3.2.1.6 Resistência ao esmagamento

a) Objectivo

A determinação da resistência ao esmagamento consiste em quantificar a força necessária a

exercer aos agregados contidos num recipiente até que se atinja uma dada profundidade.

A resistência ao esmagamento do agregado é uma importante propriedade, pois a resistência

mecânica do betão depende fortemente da resistência dos agregados.


“Agregados leves – Parte 1: Agregados leves para betão e argamassas”.

3.12



estufa de secagem, ventilada e à temperatura constante de 110 ± 5 °C;

mesa de vibração;

aparelho metálico estabelecido pela NP EN 10355-1;

prensa hidráulica.


De acordo com a norma, foram recolhidas três amostras para a realização do ensaio, em que

foram retiradas todas as partículas cuja dimensão fosse superior ao do peneiro onde passam 90% ou

mais do material e inferior ao peneiro onde passam 15% ou menos do material.


O procedimento do ensaio foi executado da seguinte forma:

o aparelho metálico foi colocado em cima da mesa vibratória (Figura 3.8), onde de

seguida se procedeu ao seu enchimento com o agregado a ensaiar;

a mesa de vibração foi ligada e deixada actuar entre 3 a 60 segundos; posto isso,

registou-se o tempo de vibração e o recipiente foi novamente cheio;

o recipiente foi novamente vibrado durante 3 a 60 segundos;

de seguida este foi novamente cheio e foi colocado o êmbolo no topo do recipiente;

o conjunto foi levado à prensa, onde este foi sujeito a uma carga até que o êmbolo

atingisse 20 mm de profundidade num período de tempo a rondar os 100 segundos

(Figura 3.9);

por fim, registou-se o valor da força exercida.

Figura 3.8 - Mesa vibratória e recipiente com AGB.

Figura 3.9 - AGN esmagado após ensaio.

e) Resultados

Os resultados para a resistência mecânica ( ), em N/mm

2, são obtidos recorrendo à seguinte

expressão:

3.13

(3.11)

onde,

- força exercida pela prensa (N);

- área do êmbolo (mm2).

3.3 Estudo da formulação dos betões

3.3.1 Introdução

As composições dos betões foram realizadas de acordo com o método de Faury, tendo em conta

dados arbitrados inicialmente. A relação de água/cimento foi definida em 0,55 e a 0,35 de modo a

produzir um betão corrente e um betão de elevado desempenho, respectivamente. Por sua vez, as

quantidades de cimento utilizadas foram arbitradas, de acordo com a relação a/c. A dosagem de

cimento e as relações a/c foram definidas tendo em consideração a experiência adquirida noutras

composições estudadas no IST (Instituto Superior Técnico).

A composição do betão, nomeadamente no que se refere ao volume de agregados grossos e

finos de bagacina, foi determinada de modo a que a curva granulométrica da mistura fosse o mais

próxima possível da curva de referência de Faury.

3.3.2 Máxima dimensão do agregado

A máxima dimensão do agregado (Dmáx) a considerar no método de Faury consiste na menor

abertura do peneiro, na qual passam, no mínimo, 90% da massa do agregado. Esta dimensão é

relevante, pois condiciona e influencia o desempenho mecânico dos betões produzidos, pois, quanto

maior é a dimensão do agregado, menor é a capacidade resistente do agregado leve de bagacina.

Através do método de Faury, pode-se ignorar o efeito de parede se o diâmetro do agregado

respeitar a seguinte expressão:

(3.12)

Onde corresponde ao raio médio do molde e pode ser obtido através da expressão (3.13).

∑ (3.13)

O molde cúbico de 100 mm foi o de menor dimensão utilizado na campanha experimental tendo

em vista a determinação da massa volúmica do betão produzido aos 28 dias de idade.

Desta forma:

3.14

(3.14)

(3.15)

Visto que tanto o AGE como o AGN utilizados na campanha possuem dimensão máxima igual a

11,2 e 12,7 mm, respectivamente, é possível desprezar o efeito de parede.

3.3.3 Volume de vazios

O volume de vazios (Vv) pode ser estimado a partir da máxima dimensão do agregado, de acordo

com o indicado no Quadro 3.6.

Quadro 3.6 - Volume de vazios de acordo com a máxima dimensão do agregado (Coutinho 1988).

Por interpolação vem que:

(3.16)

Na presente dissertação, para Dmáx de 11,2 mm, o volume de vazios foi fixado em 30 l/m3.

3.3.4 Índice de vazios

O índice de vazios (Iv) corresponde ao somatório do volume de vazios acidentais e ao volume de

água existente por unidade de volume de betão, totalizando assim o volume de material não sólido do

betão, que pode ser calculado através da expressão (3.17):

√

(3.17)

em que,

- índice de vazios (m3/m

3);

Máxima dimensão do

agregado (mm)

Volume de vazios (ar)

(l/m³)

9,5 30

12,7 25

19,1 20

25,4 15

38,1 10

50,8 5

76,2 3

152,2 2

Volume de vazios do betão

3.15

e - parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da trabalhabilidade

pretendida e dos meios de colocação a utilizar (Quadro 3.7 e 3.8);

- máxima dimensão do agregado (mm);

- raio médio do molde (mm).

Quadro 3.7 - Classificação da trabalhabilidade.

Quadro 3.8 - Valores dos parâmetros K e K’.

Visto que foram utilizados agregados grossos britados e areias roladas, e dado que se pretendia

uma consistência mole (S3), o valor médio de K corresponde a 0,37, e o valor de K’ a 0,003.

Considera-se ainda que o raio médio do molde é igual à máxima dimensão do agregado (R = Dmáx).

Desta forma:

√

(3.18)

3.3.5 Dosagem de cimento na amassadura

Como já foi referenciado em §3.3.1., os valores das quantidades de cimento a utilizar nas

amassaduras foram atribuídos inicialmente de acordo com a classe de resistência pretendida, deste

modo, para o betão convencional a dosagem foi de 350 kg/m3 e para o betão de elevado

desempenho, 440 kg/m3.

3.3.6 Dosagem de água na amassadura

Tendo em consideração a relação a/c e a dosagem de cimento adoptada, para =0,55 e

dosagem de cimento de 350 kg/m3:

(3.19)

Graus Vêbê Abaixamento do cone de Abrams (cm)

Terra húmida Vibração potente e compressão (pré-fabricação) > 30 -

Seca Vibração potente (pré-fabricação) 30 a 10 -

Plástica Vibração normal 10 a 2 0 a 4

Mole Apiolamento - 5 a 15

Fluída Espalhamento e compactação pelo próprio peso - > 15

Classificação da trabalhibilidade e indicação dos meios de compactação correspondentes

Método de medição da trabalhabilidadeMeios de compactação que se podem empregarTrabalhabilidade

Inerte grosso rolado Inerte grosso britado

Terra húmida Vibração potente e compressão (pré-fabricação) 0,24 0,25 0,27 0,002

Seca Vibração potente (pré-fabricação) 0,25 a 0,27 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,003

Plástica Vibração normal 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,30 a 0,35 0,003

Mole Apiolamento 0,34 a 0,36 0,36 a 0,38 0,38 a 0,40 0,003

Fluída Espalhamento e compactação pelo próprio peso ≥ 0,36 ≥ 0,38 ≥ 0,40 ≥ 0,004

Trabalhabilidade Meios de compactação que se podem empregarAreia britada

Inerte grosso

Valores

de K'Areia rolada

Natureza dos inertes

Valores de K

Valores de K e K' da expressão da água de amassadura de Faury

3.16

e para =0,35 e dosagem de cimento de 440 kg/m3:

(3.20)

3.3.7 Volume de cimento

O volume de cimento (Vc) por unidade de volume de betão pode ser obtido de acordo com a

expressão (3.21).

Para =0,55:

(3.21)

e para =0,35:

(3.22)

3.3.8 Volume de partículas sólidas

O volume de partículas sólidas (Vs) corresponde ao volume ocupado pelos agregados e pelo

cimento por unidade de volume de betão e pode ser determinado a partir do índice de vazios

(expressão 3.23).

(3.23)

3.3.9 Percentagem do volume de cimento em relação ao volume de partículas

sólidas

Ao calcular a percentagem de volume relativa de cimento (%Vc) presente no total da amassadura

é possível quantificar a dosagem de agregados na mistura. Desta forma, este valor pode ser

calculado pela seguinte expressão:

para =0,55:

(3.24)

e para =0,35:

(3.25)

3.17

3.3.10 Curva de referência de Faury

A curva de Faury é definida por dois segmentos de recta tendo em conta que a escala das

abcissas, correspondente à dimensão dos peneiros, vem em função da √

.

Assim, para o cálculo da curva de Faury (com cimento) é necessário calcular três pontos:

BL56

Ponto 1 - Abcissa: 0.0065 mm

- Ordenada: 0%

Ponto 2 - Abcissa: 5.6 mm ( ⁄ )

(3.26)

- Ordenada: 69,56%

√

√

(3.27)

em que,

e - são parâmetros que dependem da consistência e meio de compactação do betão

e tomam os valores apresentados no Quadro 3.9.

Quadro 3.9 - Valores dos parâmetros A e B.

Embora o valor de A, para areia rolada e agregado grosso britado, corresponda a 30 (S3), o valor

adoptado foi de 34 (S4), pois foi necessário ajustar a percentagem de agregado grosso no total da

mistura de modo a atingir misturas mais estáveis e com maior volume de pasta, conforme usualmente

exigido em betões leves. Esta alteração vai permitir a produção de misturas mais coesas com maior

teor de finos.

Ponto 3 - Abcissa: 11,2 mm

- Ordenada: 100%

O Quadro 3.10 resume os cálculos efectuados.

Inerte grosso rolado Inerte grosso britado

Terra húmida Vibração potente e compressão (pré-fabricação) ≤ 18 ≤ 19 ≤ 20 1

Seca Vibração potente (pré-fabricação) 20 a 21 21 a 22 22 a 23 1 a 1,5

Plástica Vibração normal 21 a 22 23 a 24 25 a 26 1,5

Mole Apiolamento 28 30 32 2

Fluída Espalhamento e compactação pelo próprio peso 32 34 28 2

Valores dos parâmetros A e B da curva de Faury

Trabalhabilidade Meios de compactação que se podem empregar

Valores de A

Valores

de B

Natureza dos inertes

Areia rolada Areia britada

Inerte grosso

3.18

Quadro 3.10 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury.

Com estes três pontos é possível desenhar a curva de Faury, porém, é necessário retirar a

percentagem de cimento calculada em §3.3.7. e determinar a curva de Faury sem cimento. Os

resultados obtidos apresentam-se no Quadro 3.11.

Quadro 3.11 - Quadro resumo relativos à curva de referência de Faury sem cimento.

A partir dos pontos calculados é possível traçar os dois segmentos relativos às curvas de Faury

com e sem cimento (Figura 3.10).

Figura 3.10 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 56)

Depois de conhecida a curva de Faury sem cimento e ao sobrepô-la às curvas granulométricas

dos agregados utilizados (bagacina, areia grossa e fina normal) foi então determinada a percentagem

de cada agregado utilizado na mistura (Figura 3.11).

Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,0065

1,621 1,411 0,365

Ordenada (%) 100 69,56 0

Valores da curva de Faury

Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,125

1,621 1,411 0,659

Ordenada (%) 100 69,56 20

Ordenada descontando o cimento (14,7%) (%) 85,3 54,86 5,6

Restabelecimento para 100% 100 64,31 6,56

Valores da curva de Faury sem cimento

0,0

06

5

0,0

63

0,1

25

0,2

5

0,5 1 2 4 8

11

,2

12

,5

16

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0

Mat

eri

al p

assa

do

atr

avé

s d

o p

en

eir

o [

%]

Malhas [mm]

CC

SC

3.19

Figura 3.11 - Método gráfico para cálculo das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 56)

Assim, o volume de cada agregado a utilizar por unidade de volume de betão é dado pela

seguinte expressão:

(3.28)

em que,

- dosagem de cada agregado (m3/ m

3);

- percentagem de cada agregado (%);

- volume de partículas sólidas.

No Quadro 3.12 resumem-se as percentagens de agregados consideradas.

Quadro 3.12 - Percentagens de agregado a incorporar na mistura.

BL35


- Ordenada: 0%


(3.29)

- Ordenada: 67,56%

√

√

(3.30)

Material Percentagem (%) Volume no betão (l/m³)

Bagacina 57 374

Areia grossa 26 175

Areia fina 17 112

3.20


- Ordenada: 100%

O Quadro 3.13 resume os cálculos efectuados.

Quadro 3.13 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury.

Os resultados obtidos para a curva de Faury sem cimento apresentam-se no Quadro 3.14.

Quadro 3.14 - Quadro resumo dos valores da curva em cimento de Faury.

A partir dos pontos calculados é possível traçar os dois segmentos relativos às curvas de Faury

com e sem cimento (Figura 3.12).

Figura 3.12 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 35).

As percentagens de agregados a utilizar por unidade de volume de betão são determinadas com

base no gráfico da Figura 3.13.

Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,0065

1,621 1,411 0,365

Ordenada (%) 100 67,56 0

Valores da curva de Faury

Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,125

1,621 1,411 0,659

Ordenada (%) 100 67,56 19

Ordenada descontando o cimento (18,7%) (%) 81,3 48,86 0,3

Restabelecimento para 100% 100 60,09 0,37

Valores da curva de Faury sem cimento

0,0

63

0,0

06

5

0,1

25

0,2

5

0,5 1 2 4

11

,28

12

,5 16

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0

Mat

eri

al p

assa

do

atr

avé

s d

o p

en

eir

o [

%]

Malhas [mm]

CC

SC

3.21

Figura 3.13 - Método gráfico do cálculos das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 35).

Os resultados obtidos a partir da expressão (3.28) e com base na Figura 3.13 apresentam-se no

Quadro 3.15.

Quadro 3.15 - Quantidades de agregados a incorporar na mistura BL.

3.3.11 Formulação dos restantes betões a partir do BL

Conforme referido no ponto §3.2.1., as curvas granulométricas da brita 1 e do bago de arroz

foram aproximadas à curva granulométrica da bagacina para os betões normais de referência (BN),

enquanto que para os BAFL as curvas granulométricas da areia fina e do pó de bagacina foram

aproximadas à da areia grossa e fina dos BL.

Deste modo, a composição dos vários betões é semelhante, diferindo apenas no tipo de

agregado utilizado.

Assim, no caso dos BN, foi calculada a relação entre as percentagens de agregado passado

(brita 1 e bago de arroz) e a percentagem de cada agregado na totalidade da mistura (expressão

3.18). De seguida, pelo método dos mínimos quadrados foi definida a percentagem de cada agregado

normal a utilizar de modo a obter o melhor ajuste possível à curva granulométrica de referência.

(3.31)

onde,

- corresponde à % de passado do conjunto, por fracção;

- % de passado relativo à brita 1, por fracção;

- % de passado relativo ao bago de arroz, por fracção;

- % de substituição de brita 1, valor arbitrado.

Material Percentagem (%) Volume no betão (l/m³)

Bagacina 56 375

Areia grossa 25 171

Areia fina 19 128

3.22

( ) (3.32)

em que,

- % de passado relativo à bagacina, por fracção.

Este método consiste em variar a percentagem de substituição, neste caso, de brita 1 de modo a

que o somatório da diferença ao quadrado entre as curvas granulométricas da bagacina e da

brita1/bago de arroz corresponda ao menor valor, garantindo assim, a aproximação das mesmas

curvas (Quadro 3.16). Com base nesta análise foi determinada uma percentagem de brita1 de 75% e

uma percentagem de bago de arroz de 25%.

Quadro 3.16 - Ajuste da curva granulométrica brita1/bago de arroz com a da bagacina.

Para a aproximação das granulometrias nos BAFL o processo utilizado foi semelhante ao do

utilizado no BN. Neste caso os agregados a ajustar foram os agregados finos, em que se pretende

ajustar a curva granulométrica conjunta da areia grossa e fina normal, referente ao betão de

referência (BL), com a curva granulométrica conjunta do pó de bagacina e da areia fina normal

presentes no BAFL. Neste caso as expressões tomam a seguinte forma:

(3.33)

onde,

- corresponde à % de passado do conjunto de finos (BAFL), por fracção;

- % de passado relativo ao pó de bagacina, por fracção;

- % de passado relativo à areia fina por fracção;

- % de substituição de pó de bagacina, valor arbitrado.

(3.34)

% Brita 1 = 0,75

Bagacina Brita 1 Bago CM Δ²

15 100 100 100 100,0 0,0

12,5 99 97 100 97,8 1,6

11,2 94 87 100 90,3 14,1

8 56 42 100 56,5 0,3

4 11 1 31 8,5 6,3

2 8 1 4 1,8 39,1

1 8 0 1 0,3 60,1

0,5 8 0 1 0,3 60,1

0,25 7 0 0 0,0 49,0

0,125 7 0 0 0,0 49,0

0,063 7 0 0 0,0 49,0

Somatório Δ² 328,3

Peneiros

(mm)

Granulometria

% passado

3.23

onde,

- corresponde à % de passado do conjunto de finos (BL), por fracção;

- % de passado relativo à areia grossa, por fracção;

- % de passado relativo à areia fina, por fracção;

- % de areia grossa relativa aos agregados finos no BL.

Neste caso o erro diminui quando a diferença entre as relações (CM1 e CM2) adquirem o menor

valor. O cálculo é obtido através da seguinte expressão:

( ) (3.35)

em que,

, - % de passado relativo aos agregados contidos em cada, por fracção.

Os resultados obtidos são apresentados no Quadro 3.17, e desta é possível verificar que a

percentagem de pó de bagacina (60%) e areia fina (40%) foi a que melhor ajustamento apresentou

face à curva granulométrica conjunta da areia grossa e fina dos BL.

Quadro 3.17 - Ajuste da curva granulométrica areia grossa/fina com a da areia fina/pó de bagacina

3.3.12 Correcção da relação água / cimento

Foi produzido um betão de referência (BN), com o objectivo de analisar o comportamento relativo

dos betões com bagacina face aos BN. Ao realizar os ensaios de abaixamento do BN 0,55, verificou-

se que este não se inseria na classe de consistência S3. Como tal, foi necessário recorrer a uma

correcção da relação a/c. Desta forma, foi calculado o novo volume de agregados na mistura

(expressão 3.36) e o novo volume de amassadura (expressão 3.37) resultante do aumento da relação

a/c para 0,56.

% Pó bagacina = 0,6

Pó bagacinaAreia fina Areia grossa Areia fina CM2 Δ²

15 100 100 100 100 100 100 0,0

12,5 100 100 100 100 100 100 0,0

11,2 100 100 100 100 100 100 0,0

8 100 100 100 100 100 100 0,0

4 92 100 95 97 100 98,2 9,0

2 62 99 77 84 99 90,0 174,2

1 39 99 63 50 99 69,6 43,6

0,5 23 91 50 12 91 43,6 43,6

0,25 14 9 12 2 9 4,8 51,8

0,125 9 0 50 1 0 0,6 23,0

0,063 5 0 3 0 0 0 9,0

Somatório Δ² 354,24

Granulometria

Peneiros

(mm)

% passado BAFL % passado BLCM1

3.24

(

)

(3.36)

onde,

- quantidade de cimento por unidade de volume;

(

) - nova relação água/cimento.

(3.37)

Ao ter em conta o novo volume da amassadura e que a quantidade de cimento se mantém

constante por unidade de volume, as quantidades de cimento e água a adicionar são facilmente

calculáveis. Estes são adicionados à amassadura com a betoneira em funcionamento. O novo ensaio

do abaixamento foi realizado após 45 segundos, atingindo assim a consistência desejada. As

composições dos betões foram realizadas já tendo em conta o aumento da relação de a/c para 0,56.

No caso das composições de relação a/c = 0,35 os ajustes foram efectuados com o acerto da

percentagem de superplastificante a incluir na mistura.

3.4 Composição dos betões a fabricar

As composições finais de cada betão produzido, tendo em conta os aspectos mencionados em

§3.3., estão apresentadas no Quadro 3.18.

Quadro 3.18 - Composições dos betões estudados na campanha experimental.

3.5 Produção dos betões

3.5.1 Amassadura

O processo de amassadura teve por base o procedimento utilizado por Bogas (2011) para betões

de agregados leves, com vista a ter em consideração o efeito da absorção de água dos agregados

leves. Como tal, assumiu-se que a absorção de água dos agregados durante a mistura é equivalente

à absorção dos agregados após 30 minutos, quando o teor em água inicial dos agregados é nulo.

A quantidade dos agregados a utilizar na amassadura teve em conta o teor de humidade dos

agregados.

BN 56 734 246 - 457 294 - 0,56 196 350 - 2277

BN 35 736 246 - 447 336 - 0,35 154 440 0,5 2359

BL 56 - - 590 457 294 - 0,56 196 350 - 1888

BL 35 - - 592 447 336 - 0,35 154 440 0,5 1969

BAFL 56 - - 590 - 301 340 0,56 196 350 - 1777

BAFL 35 - - 592 - 314 354 0,35 154 440 0,5 1854

Massa volúmica

aparente (kg/m³)

Cimento

(kg)

Água

(l)a/c

Pó bagacina

(kg)

Areia

fina (kg)

Areia

grossa (kg)

Bagacina

(kg)

Bago

arroz (kg)

Brita1

(kg)Tipo

Composições dos betões (m³)

SP*

(%)

SP*: superplasticante em percentagem de quantidade de cimento (kg/m³)

3.25

O processo de mistura consistiu: na molhagem de todos os utensílios utilizados na execução da

betonagem, diminuindo assim perdas de água de amassadura; colocação de todos os agregados em

50% de água e mistura durante 2 minutos; 1 minuto com a misturadora parada, permitindo a

absorção da água pelos agregados; reinício da mistura e colocação do cimento e restante água;

mistura adicional de 3 minutos.

Após a mistura, foi recolhida uma amostra para determinar a trabalhabilidade através do ensaio

de abaixamento (conforme visto em §3.6.1.). Caso o valor determinado pelo método do cone de

Abrams resultasse em valores abaixo do expectável, seria necessário recorrer a uma eventual

correcção na mistura (nas composições de a/c = 0,56) ou na percentagem de superplastificante (nas

composições de relação a/c = 0,35). Caso o abaixamento apresente valores superiores ao intervalo

expectável, a betonagem era considerada inválida, sendo necessário repetir todo o processo.

Por fim, foi determinada a massa volúmica do betão no estado fresco, de acordo com o ponto

§3.6.2.

3.5.2 Moldagem e vibração

Antes de se proceder ao enchimento dos moldes, estes foram lubrificados com óleo descofrante,

que protege o betão aquando da desmoldagem e permite que este processo se faça rapidamente. O

óleo descofrante foi aplicado através de pulverização sobre pressão e de pincel de modo a cobrir

todas as superfícies.

A vibração e compactação do betão foi efectuada de acordo com a norma NP EN 12390-2

(2000). Para tal, foi utilizado um vibrador de agulha com frequência de cerca de 9000 Hz.

Nos betões de agregados leves, visto serem mais leves, o tempo de vibração foi limitado a cerca

de 15 segundos, de modo a não ocorrer perigo de exsudação e subida de agregados na mistura. A

agulha do vibrador foi mantida a 2 cm do fundo dos moldes durante o tempo de vibração e

posteriormente retirada devagar, evitando assim a ausência de vazios provocados pelo movimento

rápido de subida da agulha.

Após a moldagem (Figura 3.14), os provetes foram protegidos com tela plástica até à data de

desmoldagem, que ocorreu às 24 horas.

Figura 3.14 - Provetes após desmoldagem (24 horas).

3.26

3.5.3 Condições de cura

Devido à natureza dos ensaios realizados na campanha, nem todos os provetes foram sujeitos

às mesmas condições de cura. No Quadro 3.19 resumem-se os processos de cura utilizados nos

ensaios.

Quadro 3.19 - Condições de cura dos provetes dado a natureza de cada ensaio.

3.6 Ensaios do betão no estado fresco

Os ensaios do betão no estado fresco, entre eles, o ensaio do abaixamento e da massa

volúmica, permitem avaliar e controlar o desempenho do betão no estado endurecido e ainda,

garantir uma boa aplicabilidade em obra.

Os ensaios realizados, bem como respectivas normas vêm apresentadas no Quadro 3.21.

Ensaio Tipo de ProveteDimensões

(cm)Nº de provetes Condições de cura

Mecânicos e fisicos Cubos e cilindros

10x10x10,

15x15x15 e

φ15x30

17 cubos de 15, 2

cubos de 10 e 6

cilindros

Cura em câmara húmida de

humidade relativa > 95 %

durante 28 dias

Retracção Prisma 15x15x30 2

Cura em câmaca seca com

temperatura a 23 ± 2 °C e

humidade relativa a 50 ± 5%

durante o tempo de ensaio

Absorção capilar Cilindro φ15x30 1

Cura em câmara húmida com


durante 7 dias; 3 dias de

secagem em estufa ventilada a

50 ± 2 °C, seguidos de 17 dias a

50 ± 2 °C e 1 dia a 20 ± 2 °C, sem

trocas de humidades nestes

últimos 18 dias

Resistência à carbonatação Cilindro φ10x25 2


humidade relativa > 95 %,

durante 7 dias, e restantes dias

em câmara seca com



Resistência à penetração de

cloretosCilindro φ10x25 2



durante 7 dias, e restantes dias

em câmara seca com



3.27

Quadro 3.20 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado fresco.

3.6.1 Ensaio de abaixamento (cone de Abrams)

a) Objectivo

O ensaio em causa tem como principal objectivo determinar a trabalhabilidade dos betões

produzidos. Diferentes tipos de agregados e diferentes percentagens destes na composição dos

betões resultam em diferentes influências nas trabalhabilidades, ao que foi estabelecido uma classe

de abaixamento (125 ± 15 mm) constante, permitindo desta forma, a comparação entre betões. Caso

o valor do abaixamento resultasse em valores menores do que o intervalo estabelecido era

necessário se proceder ao ajuste da relação a/c ou na percentagem de superplastificante a introduzir

na amassadura, por outro lado, se o valor obtido fosse superior, a betonagem era considerada

inválida, tendo esta de ser repetida.


“Ensaios do betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento”.



molde troncocónico metálico com uma altura de 300 ± 2 mm, diâmetro interno de 200 ± 2

mm na base e de 100 ± 2 mm no topo; este deve ser resistente à pasta de cimento, o

seu interior deve ser liso, sem rebites ou mossas; o cone deve ainda dispor de duas

pegas metálicas junto ao topo e de elementos de fixação ou abas junto à base, com o

objectivo de estabilizar o molde com os pés;

varão de compactação com extremidades arredondadas, de diâmetro 16 ± 1 mm e de

comprimento 600 ± 5 mm;

funil capaz de se encaixar no topo do cone de troncocónico;

régua de precisão igual ou superior a 5 mm;

placa metálica lisa, plana e rígida;

colher de pedreiro.


As amostras para a realização do ensaio foram retiradas directamente da amassadura, no

instante a seguir ao término da sua mistura, evitando desta forma, a contaminação do betão bem

como a eventuais variações de água.


Abaixamento NP EN 12350-2

Massa volúmica fresca NP EN 12350-6

3.28



antes do começo do ensaio todo o material a utilizar foi humedecido, evitando, desta

forma, possíveis absorções de água;

logo de seguida, deu-se o preenchimento do molde; este foi realizado em três camadas

de igual altura (cerca de 1/3 da altura do cone) e entre estas deu-se a compactação da

amostra com 25 pancadas verticais recorrendo ao varão metálico; é extremamente

importante durante esta face e as próximas que o molde se encontre bem estável e fixo;

posto isto, o funil foi retirado e a superfície do topo do cone foi alisada, removendo o

excesso de amostra com o auxilio da colher de pedreiro;

foi retirado, cuidadosamente, e num movimento continuo e firme o molde da amostra

sem transmitir a este nenhum movimento lateral;

por fim, foi verificado a validade do ensaio e registou-se o valor do abaixamento com o

auxilio da régua; se o abaixamento se verificasse deformado, este teria de ser repetido.

e) Resultados

O resultado do abaixamento do cone de Abrams é dado pela diferença entre a altura do cone e o

ponto mais alto da amostra. O ensaio era considerado válido se o betão apresentasse um

abaixamento verdadeiro, ao que corresponde a uma forma minimamente intacta e simétrica, como é

apresentado na Figura 3.15.

Figura 3.15 - Ensaio do abaixamento (cone de Abrams): a) válido, b) deformado.

3.6.2 Massa volúmica fresca

a) Objectivo

A determinação da massa volúmica do betão no estado fresco tem como objectivo o controlo da

compacidade do betão e permite a detecção de eventuais irregularidades.


“Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica”.



balança digital de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;

3.29

recipiente em aço, cilíndrico, estanque e limpo de 10 litros de volume;

colher de pedreiro;

vibrador de agulha.


As amostras são retiradas directamente da amassadura e após o término da mistura de maneira

a conservar o teor de água.



o recipiente foi devidamente humedecido e a sua massa foi registada como M1;

de seguida deu-se o preenchimento do molde, que foi executado a partir de duas

camadas de espessura igual (cerca de 1/2 da altura do balde) onde se procedeu à sua

compactação através da agulha vibratória entre cada camada; a vibração foi realizada

com a agulha na vertical sem tocar nos bordos do recipiente e durante um período

suficiente para que o ar fosse expulso sem que houvesse exsudação ou segregação do

betão;

foi removido o betão em excesso e a superfície foi alisada recorrendo à colher de

pedreiro;

por fim, registou-se o valor da massa do conjunto como M2.

e) Resultados

O valor da massa volúmica fresca ( ) é dado pela seguinte equação:

(3.38)

onde,

- massa do recipiente vazio (g);

- massa do conjunto, balde + betão (g);

- volume do balde (l).

3.7 Ensaios do betão no estado endurecido

Os ensaios de caracterização dos betões no estado endurecido visam analisar e avaliar os

betões relativamente ao seu desempenho e durabilidade quando sujeitos a condições de serviço. Os

ensaios estão divididos em três grupos: propriedades físicas, mecânicas e de durabilidade. Os

ensaios de caracterização no estado endurecido realizados na presente dissertação estão dispostos

no Quadro 3.22.

3.30

Quadro 3.21 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado endurecido.

Os provetes após cumprirem o tempo de cura e antes de serem ensaiados foram secos à

temperatura ambiente ou através de um pano seco, que também permitia limpar as superfícies dos

provetes caso estes apresentassem alguma sujidade.

A geometria dos provetes respeitou as especificações mencionadas pela norma NP EN 12390-1

(2003) “Ensaios ao betão endurecido. Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o ensaio de

provetes e para os moldes”.

No que toca ao modo de execução e cura dos provetes para os ensaios de resistência mecânica

a norma seguida foi a NP EN 12390-2 (2003) “Ensaios ao betão endurecido. Parte 2: Execução e

cura dos provetes de ensaio de resistência mecânica”.

3.7.1 Massa volúmica

a) Objectivo

O presente ensaio pretende avaliar a massa volúmica dos betões produzidos, visto ser, uma

propriedade, física, importante na classificação dos betões e na avaliação de propriedades mecânicas

e de durabilidade.

O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma NP EN 12390-7 (2003)

“Ensaios ao betão endurecido. Parte 7: Massa volúmica do betão endurecido”.



estufa de secagem, ventilada e à temperatura constante de 110 ± 5 °C;

balança digital de precisão de ± 0,1% da massa da amostra e equipada com um estribo

para pesagem do provete dentro de água;

tanque de água.


Para a determinação da massa volúmica dos betões foram ensaiados 2 provetes aos 28 dias, de

geometria cúbica (10x10x10 cm). Visto ser necessário dois provetes por cada composição estudada,

foram produzidos 12 provetes desta geometria, no total.


Massa volúmica NP EN 12390-7

Resistência à compressão NP EN 12390-3

Resistência à tracção NP EN 12390-6

Módulo de elasticidade LNEC E397

Retração LNEC E398

Absorção capilar LNEC E393

Resistência à penetracção de cloretos LNEC E463

Resistência à carbonatação LNEC E391

3.31



colocou-se os provetes em estufa a 110 ± 5 °C até que a massa se mantivesse

constante;

de seguida, foram pesados e registados os valores das massas dos provetes ao ar,

como Mar;

posto isto, foi registado o valor do estribo dentro de água;

foi colocado o provete no estribo dentro de água, garantindo a sua total imersão; foi

necessário estabilizar o estribo (Figura 3.16);

para finalizar, foi medido e registado o valor da massa do provete dentro de água, como

Mág.

Figura 3.16 - Pesagem do provete imerso em água.

e) Resultados

Para a determinação da massa volúmica foi necessário proceder à quantificação do volume dos

provetes. Para tal recorreu-se ao método da deslocação de água, que é dado pela seguinte

expressão:

[( ) ]

(3.39)

onde,

- volume do provete (m3);

- massa do provete ao ar (kg);

- massa aparente do estribo imerso (kg);

- massa aparente do provete imerso (kg);

- massa volúmica da água, a 20 ᵒC.

Desta forma, é possível obter o valor da massa volúmica ( ) do provete de betão pela seguinte

fórmula:

(3.40)

3.32

onde,

- massa volúmica do betão (kg/m3);

- massa do provete no momento do ensaio (kg).

3.7.2 Resistência à compressão

a) Objectivo

A resistência à compressão nos betões é vista como uma das propriedades mais importantes na

caracterização de um betão, pois permite quantificar a que tensão de compressão pode este suportar

antes de atingir a rotura.

Os provetes ensaiados foram submetidos a uma tensão de compressão crescente e constante

(135 kN/s) até que se atinjisse a capacidade resistente do betão.


“Ensaios ao betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio”.



prensa hidráulica de 4 colunas da marca Toni Pact, de capacidade até 3000 kN e com

velocidade de carregamento regulável; consola de comando da marca e modelo

Form+Test Seidner CSRG 5500 (Figura 3.17);

balança digital de precisão de ± 0,1% da massa da amostra.

Figura 3.17 - Prensa hidráulica e consola de comando.


Para a realização do ensaio da resistência à compressão, foram ensaiados 3 provetes para as

idades de 1, 3, 7 e 90 dias e 5 provetes para a idade de 28 dias, ambos cúbicos de 150 mm de

aresta. Para este ensaio foram produzidos 17 provetes para cada composição de betão produzida,

perfazendo 102 provetes no total.

3.33



após a limpeza da superfície dos pratos da prensa o provete foi colocado e centrado

nesta, sem a sua superfície de moldagem em contacto com os pratos;

de seguida, a prensa foi ajustada, definindo a velocidade adequada para o ensaio; foi

iniciado o processo de carga e registado o valor a que o provete cedeu.

Após realização do ensaio, o provete foi analisado quando à sua rotura ser satisfatória ou não, de

acordo com a norma NP EN 12390-3 (Figura 3.18, 3.19, 3.20 e 3.21).

Figura 3.18 - Roturas inválidas dos provetes cúbido

(NP EN 12390-3 2001).

Figura 3.19 - Roturas válidas dos provetes cúbicos

(NP EN 12390-3 2001).

Figura 3.20 - Rotura válida do provete (BL 35).

Figura 3.21 - Rotura válida do provete (BN 35).

e) Resultados

O valor da resistência à compressão ( ) em MPa é dado pela seguinte equação:

(3.41)

onde,

- força máxima aplicada ao provete (N);

- área da secção lateral do provete (mm2).

3.34

3.7.3 Resistência à tracção por compressão diametral

a) Objectivo

A resistência à tracção foi determinada através do ensaio da compressão diametral, foi tomada

esta via pois o laboratório apenas dispõe do equipamento necessário para este. A resistência à

tracção foi determinada indirectamente, pois foi aplicada uma tensão de compressão uniforme

segundo a geratriz do provete cilíndrico, o que provoca tensões de tracção no plano perpendicular ao

plano da força aplicada.

Os provetes ensaiados foram submetidos a uma tensão de compressão crescente e constante

(35 kN/s) até que se atinjisse a capacidade resistente à tracção do betão.

O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma NP EN 12390-6 (2003)

“Ensaios do betão endurecido. Parte 6: Resistência à tracção por compressão dos provetes”.



prensa hidráulica de 4 colunas da marca Toni Pact, de capacidade até 3000 kN e com

velocidade de carregamento regulável; consola de comando da marca e modelo

Form+Test Seidner CSRG 5500;

aparelho metálico de posicionamento de provetes cilíndricos e respectiva peça de carga

(figura 3.22);

ripas em madeira.

Figura 3.22 - Ensaio de compressão diametral utilizando um aparelho próprio para posicionamento do provete.


Para a realização do ensaio da resistência à compressão diametral foram ensaiados 3 provetes

para a idade de 28 dias, de geometria cilíndrica (⏀150 x 300 mm). Para o presente ensaio foram

produzidos 3 provetes para cada composição de betão estudada, o que perfaz um total de 18

provetes.



3.35

foi colocado e posicionado o provete cilíndrico no aparelho metálico, entre as ripas de

madeira, que estão posicionadas segundo as geratrizes deste e do aparelho, certificando

que estão perfeitamente alinhadas;

fez-se deslizar o conjunto sob a prensa, posicionando-o correctamente, de modo a

eliminar quaisquer excentricidades;

de seguida, a prensa foi ajustada, definindo a velocidade adequada para o ensaio; foi

iniciado o processo de carga e registado o valor a que o provete cedeu.

e) Resultados

A resistência à tracção do betão ( ) em MPa, é determinada através da compressão diametral

segundo a seguinte equação:

(3.42)

onde,

- força máxima aplicada ao provete;

- comprimento da linha de contacto que por sua vez corresponde à altura do provete

(mm);

- diâmetro do provete (mm).

3.7.4 Módulo de elasticidade

a) Objectivo

A determinação do módulo de elasticidade torna-se importante na caracterização mecânica de

um betão, pois define a relação tensão / extensão (σ/ε) deste, em regime de deformações elásticas.

Visto que a relação σ/ε do betão é não-linear, os métodos utilizados para determinar o módulo de

elasticidade dão origem a valores aproximados, em que os mais utilizados são: (i) o método da

tangente, que determina o módulo de elasticidade pela recta tangente à curva σ/ε na origem, e o (ii)

método da secante, que consiste em traçar uma recta que intersecta a curva σ/ε na origem e num

ponto de tensão inicialmente determinado.

Foi utilizado o método da secante no presente trabalho, onde a recta da secante intersectou a

origem e um ponto que correspondeu a um estado de tensão de 1/3 da resistência média do betão à

compressão (fcm).

O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E-397 “Betões:

Determinação do módulo de elasticidade em compressão”.



3.36

aparelho de medição de deformações equipado com três anéis que fixam o provete em

três pontos, duas bases ajustáveis e três transdutores capazes de medir deslocamentos

com 25 mm de curso, da marca TMI, modelo CDP;

prensa hidráulica de 250 kN de capacidade, da marca INSTRON, modelo 1343;

data logger, aparelho de calibração e que permite transpor os dados medidos pelos

equipamentos de leitura para um computador;

computador dotado de software que se adeqúe ao data logger.


Para a determinação do módulo de elasticidade foram ensaiados 2 provetes para a idade de 28

dias, de geometria cilíndrica (⏀150 x 300 mm). Por se tratar de um ensaio não destrutivo, os provetes

foram ainda submetidos ao ensaio de compressão pura. Para o presente ensaio foram produzidos 3

provetes para cada composição de betão estudada, o que perfaz um total de 18 provetes.


O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte modo:

primeiramente, procedeu-se à rectificação das bases dos provetes cilíndricos, com o

objectivo de se eliminar quaisquer irregularidades e de maneira a que a superfície se

encontre plana (Figura 3.23);

o provete foi limpo e enxugado; posto isto, foi acoplado a este o sistema de medição de

deformações;

de seguida, o conjunto foi posicionado na prensa, onde foi anexado a uma rótula

metálica que apenas permite transposição de esforço axial (Figura 3.24); o

posicionamento é um passo exigente e minucioso, pois a validade do ensaio depende da

variação da extensão existente entre as bases do provete (| |), ou seja, este

é válido, se e só se, a variação da extensão não exceder 10% após sujeito a um ciclo de

carga;

o provete foi submetido a uma carga inicial de 0,5 a 1 MPa (σ1) que, de seguida, foi

aumentado continuamente até à tensão de 1/3 da resistência média à compressão (σf =

fc/3), a uma velocidade de 0,5 ± 0,1 MPa/s; foram registados os valores obtidos para as

extensões e tensões no instante inicial e final;

de modo a garantir a validade do ensaio, após cada ciclo de carga, o valor da variação

das extensões entre bases (| |),) foi medido. Caso este fosse superior a 10%, era

necessário reposicionar o provete e reiniciar o ensaio.

3.37

Figura 3.23 - Rectificadora para provetes cilindricos.

Figura 3.24 - Esquema de ensaio utilizado para medição

do módulo de elasticidade.

e) Resultados

A confirmação da validade do ensaio foi garantida, entre ciclos de carga, tendo em conta a

seguinte condição:

| | |(

)

(

)

| (3.43)

Desta forma, o módulo de elasticidade foi resultado da seguinte expressão:

(3.44)

onde,

- módulo de elasticidade sujeito a compressão (GPa);

- tensão inicial relativa ao ciclo (MPa);

- tensão máxima relativa ao ciclo (MPa);

- extensão para a tensão registada no ciclo ;

- extensão para a tensão registada no ciclo .

3.7.5 Retracção

a) Objectivo

O ensaio da retracção tem como objectivo determinar a variação de volume a que um betão está

sujeito, devido a factores e elementos de natureza física e química.

O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E398 (1993)

“Determinação da retracção e da expansão”.



pastilhas metálicas para medição;

3.38

prego liquido, como elemento de fixação;

aparelho de medição de retracções/expansões de precisão 5x10-6

, de acordo com as

especificações da norma;

ripas de fibra, para evitar o contacto total do provete com o solo.


Para a realização da retracção foram testados 2 provetes prismas, de secção quadrada (15x15

cm) e altura de 30 cm. Foram produzidos no total 2 provetes prismáticos para cada composição, o

que totaliza cerca de 12 provetes.

Os provetes foram mantidos, enquanto na câmara seca, afastados do solo, por intermédio de 2

ripas de fibra de vidro, de maneira a permitir a circulação do ar em todas as superfícies da amostra.

As medições foram efectuadas a várias idades, nomeadamente, aos 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 9, 11, 13,

15, 18, 21, 24, 28, 56, 63 e 91 dias.



após desmoldagem do provete prismático foram posicionadas duas pastilhas metálicas

numa das superfícies moldadas (pontos de referência) a 5 cm de cada face, segundo o

maior comprimento;

a fixação permanente foi depois feita e ajustada por intermédio de uma peça metálica

própria;

após secagem da cola, foi feito a medição entre pastilhas e registado como medição de

referência ( ;

o provete foi colocado e mantido na câmara seca a 22 ± 2 ᵒC de temperatura e a uma

humidade relativa de 50 ± 5%;

foram, periodicamente, registados os valores da distancia entre pastilhas (Figura 3.25).

Figura 3.25 - medição da retracção através de um aparelho de medição de retracções/expansões.

e) Resultados

3.39

O valor da retracção sofrida pelo betão, em cada idade medida, foi dado pela seguinte

expressão:

(3.45)

onde,

- retracção total no período de leitura (m/m);

- distância entre os pontos de referência, medida no dia 0 (mm);

- distância entre os pontos de referência, medida no dia (mm).

O valor final da retracção ( ), na idade registada, foi dado pela média entre os dois provetes:

(3.46)

3.7.6 Absorção capilar

a) Objectivo

A avaliação da absorção capilar de um dado betão torna-se fundamental para uma eficaz

caracterização da durabilidade. Este ensaio permite medir a capacidade de absorção de água através

dos vasos capilares existentes na massa do betão, que acontece devido à diferença de pressão entre

a superfície livre da água em contacto com o betão e a superfície desta água no interior dos vasos

capilares.

O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma LNEC E393 (1993)

“Determinação da absorção de água por capilaridade”.



tabuleiro metálico;

campânula acrílica;

ripas de fibra, para evitar o contacto total do provete com o tabuleiro;

panos absorventes;

balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra.


Para a realização do ensaio de absorção capilar foi produzido 1 provete cilíndrico, de 15 cm de

diâmetro e 30 cm de altura, que posteriormente, foi cortado, através de uma serra metálica

diamantada, em “bolachas” de 10 cm de altura, que perfaz um total de 3 provetes por cada

composição. No total foram produzidos 6 provetes cilíndricos (⏀15x30 cm), 1 por cada composição

estudada.

Para a presente dissertação foram registados o valor da absorção para os instantes de 10, 20 e

30 minutos e ainda para 1, 2, 6, 24 e 72 horas de ensaio.

3.40



Após o processo de secagem, os provetes foram numerados e foram registadas as

respectivas massas, como (M0).

de seguida, os provetes foram colocados sobre as ripas de fibra no interior do tabuleiro,

isto permitiu que a base do provete estivesse totalmente em contacto com a água (Figura

3.26);

o tabuleiro foi cheio de água até que a superfície desta imerge-se cerca de 5 ± 1 mm da

base do provete; foi necessário compensar a água perdida por absorção e por

evaporação, periodicamente; nos intervalos entre medições os provetes eram cobertos

com a campânula;

por fim, foram medidas as massas dos provetes nos intervalos de tempo extipulados (Mi),

onde antes da pesagem era necessário retirar a água em excesso da superfície dos

provetes, através de um pano absorvente (Figura 3.27).

Figura 3.26 - Provetes protegidos por campânula no

ensaio de absorção capilar.

Figura 3.27 - Processo de secagem da base dos

provetes no ensaio de absorção capilar.

e) Resultados

Os resultados da absorção capilar ( ) são dados através da seguinte expressão:

(3.47)

em que,

- absorção por capilaridade (g/mm2);

- massa inicial do provete, seco (g);

- massa no instante (g);

- área da secção circular do provete (mm2).

Para uma melhor percepção dos resultados obtidos, foi também calculado o coeficiente de

absorção ( ):

3.41

√ (3.48)

O valor de corresponde ao instante temporal após início do ensaio, em horas.

3.7.7 Resistência à carbonatação

a) Objectivo

A determinação da resistência à carbonatação torna-se imprescindível para a caracterização da

durabilidade do betão, pois devido à carbonatação do betão a camada protectora das armaduras

despassificam, expondo estas aos agentes corrosivos.

O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E391 (1993)

“Avaliação da profundidade de carbonatação com base em solução de fenolftaleína”.



borracha líquida e trincha;

câmara de carbonatação, de ambiente controlável, com 5% de CO2, 23 ⁰C de

temperatura e 60% de humidade relativa, de acordo com a norma (Figura 3.28);

martelo e escopro;

solução alcoólica de fenolftaleína;

craveiro ou régua dotada de fracções milimétricas.


Para a realização do ensaio da resistência à carbonatação foram produzidos dois provetes

cilíndricos de 10 cm de diâmetro e 25 cm de altura. Após o período de cura em câmara húmida, estes

provetes foram cortados, através de uma serra de corte diamantada, em 4 “bolachas” de 4 cm de

espessura e de seguida foram colocadas na câmara seca, permanecendo até à data que completam

28 dias. No total foram produzidos 2 provetes (⏀10x25) por composição de betão estudada,

perfazendo um total de 12 unidades.

As medições foram efectuadas a várias idades, nomeadamente aos 7, 28, 56 e 90 dias de idade.



como primeiro passo, aplicou-se duas camada de borracha líquida em cada face da

“bolacha”, permitindo desta forma, que a penetração de CO2 se dê apenas por um

sentido (Figura 3.29);

3.42

após o tempo de secagem da pelicula aplicada, os provetes foram assinalados e

colocados na câmara de carbonatação a 5% de CO2, 23 ⁰C de temperatura e 60% de

humidade relativa até à data de ensaio prevista;

em cada data estabelecida, os provetes foram retirados e quebrados em duas partes

semelhantes com o auxilio do martelo e do escopro; este procedimento foi,

cuidadosamente efectuado de modo a partir o provete em duas metades

aproximadamente iguais;

posto isto, aplicou-se a solução alcoólica de fenolftaleína (reagente para níveis de

alcalinidade entre 8 e 10) por aspersão, nas metades resultantes do ponto anterior;

por fim, após um leve período de espera, foi medida e registada a profundidade de

carbonatação.

Figura 3.28 - Câmara de carbonatação.

Figura 3.29 - “Bolachas” com topos

impermeabilizados com tinta acrílica.

e) Resultados

Após pulverizar a superfície dos provetes é necessário esperar 30 minutos para que a solução de

fenolftaleína reaja com a zona não carbonatada e para que seja bem visível a zona de transição.

Desta forma a profundidade de carbonatação foi medida através de um craveiro ou de uma régua

adequada em 4 partes igualmente distanciadas. O valor final resulta da média aritmética das 4

medições efectuadas.

3.7.8 Resistência à penetração de cloretos

a) Objectivo

Este ensaio é fundamental na caracterização da durabilidade dos betões, visto que a presença

de cloretos nos betões são das causas mais comuns de degradação, pois estes são responsáveis

pela despassivação das armaduras e pela aceleração do processo de corrosão, devido à presença de

iões Cl-.

O ensaio tem como objectivo determinar o coeficiente de difusão dos cloretos nos betões, com

base no ensaio de migração em regime não estacionário.

3.43

O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E463 (2004) e

pelo Nordtest NT Build (1999) “Determinação do coeficiente de difusão dos cloretos por ensaio de

migração em regime não estacionário”.



conjunto de câmara e bomba de vácuo;

braçadeiras metálicas;

manga de borracha de silicone;

voltímetro;

cátodo, placa de aço inoxidável;

ânodo, rede de aço inoxidável;

solução de Ca(OH)2;

solução catódica de NaCl e anódica de NaOH;

martelo e escopro;

solução de nitrato de prata;

craveiro ou régua dotada de fracções milimétricas.


Para a realização do ensaio da resistência à penetração de cloretos foram produzidos dois

provetes cilíndricos de 10 cm de diâmetro e 25 cm de altura. Após o período de cura em câmara

húmida, estes provetes foram cortados, através de uma serra de corte diamantada, em 4 “bolachas”

de 5 cm de espessura e de seguida foram colocadas na câmara seca, permanecendo até à data que

completam 28 dias. No total foram produzidos 2 provetes (⏀10x25) por composição de betão

estudada, perfazendo um total de 12 unidades.



colocou-se os provetes na câmara de vácuo a uma pressão entre 10 a 50 mbar, por um

período de 3 horas;

logo após, ainda sob vácuo, juntou-se a solução de hidróxido de cálcio na câmara até

cobrir a totalidade dos provetes (Figura 3.30); passada 1 hora, a bomba de vácuo foi

desligada e os provetes ficaram em repouso dentro da solução num período de 18 ± 2

horas à pressão atmosférica;

de seguida, os provetes foram colocados nas mangas de borracha e devidamente

selados através das braçadeiras metálicas;

preparou-se a solução anódica e catódica;

3.44

depois de montado o equipamento foi instalada uma corrente contínua de 30 V por célula

(Figura 3.31); de seguida mediu-se a intensidade de corrente em cada célula através de

um multímetro; através da intensidade medida, por intermédio do Quadro 3.23, foi

possível corrigir a voltagem; foi registada a temperatura de início de ensaio da solução

anódica; o tempo de ensaio também foi definido através do quadro apresentado;

após o tempo de ensaio, foi medida e registada a temperatura da solução anódica como

temperatura final de ensaio;

os provetes foram retirados das mangas de borracha e lavados com água; secou-se a

superfície com um pano absorvente;

de seguida, estes foram quebrados em duas partes semelhantes com o auxilio do

martelo e escopro e pulverizados com nitrato de prata.

Figura 3.30 - Bomba de vácuo.

Figura 3.31 - Equipamento para o ensaio

de resistência à penetração de cloretos.

e) Resultados

Após pulverizar a superfície dos provetes é necessário esperar 15 minutos para que o nitrato de

prata reaja com a zona com presença de iões cloreto de modo a que seja bem visível a zona de

transição (Figura 3.32). Desta forma a profundidade de penetração de cloretos foi medida através de

um craveiro ou de uma régua de fracções milimétricas, em 7 medições igualmente distanciadas de 10

mm, desde o centro até aos bordos do provete.

Posto isto, o coeficiente de difusão de iões cloreto em regime não estacionário ( ) é dado pela

seguinte expressão:

( √

) (3.49)

onde,

- coeficiente de difusão de cloretos no estado não estacionário (x10-12

m2/s);

- valor médio entre a temperatura inicial e final da solução anódica (ᵒC);

- espessura do provete (mm);

- valor absoluto da voltagem aplicada no ensaio (V);

3.45

- duração do ensaio (horas);

- profundidade média de penetração, medida (mm).

Figura 3.32 - Profundidade de penetração de iões cloretos por intermédio da pulverização de nitrato de prata.

Quadro 3.22 - Correção da voltagem.

4.1

Capítulo 4 Apresentação e discussão de resultados

No presente capítulo são apresentados e discutidos os resultados obtidos nos ensaios realizados

na campanha experimental, mencionados e descritos no capítulo anterior. Este apesenta-se dividido

em três partes: caracterização dos agregados; caracterização do betão no estado fresco;

caracterização do betão no estado endurecido. Os resultados obtidos para os ensaios do betão foram

analisados tendo ainda em conta o estado da arte apresentado no Capítulo 2.

4.1 Ensaios aos agregados

Visto que os agregados ocupam a parcela maioritária na composição dos betões, importa estudar

as suas propriedades geométricas, físicas e químicas, pois o desempenho do betão no estado fresco

e endurecido depende fortemente dos agregados incorporados.

A análise das propriedades dos agregados foi efectuada através da análise granulométrica,

massa volúmica, absorção de água, baridade, volume de vazios, índice de forma e resistência ao

esmagamento.

4.1.1 Análise granulométrica

Neste subcapítulo são apresentados e analisados os resultados obtidos para a análise

granulométrica dos agregados naturais de massa volúmica normal e os agregados de escória

vulcânica, nomeadamente a bagacina e o pó de bagacina.

4.1.1.1 Brita 1

No Quadro 4.1 apresentam-se os valores experimentais da análise granulométrica efectuada

para a brita 1, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo

agregado.

Quadro 4.1 - Análise granulométrica da brita 1.

Peneiros

Malhas (mm) Resíduo (g) Passado acumulado (%) Retido acumulado (%)

16 0,0 100,0 0,0

12,5 79,3 97,4 2,6

11,2 301,0 87,3 12,7

8 1348,0 42,4 57,6

4 1230,7 1,4 98,6

2 11,4 1,0 99,0

1 3,9 0,1 99,9

0,5 0,0 0,0 99,9

0,25 0,0 0,0 99,9

0,125 0,0 0,0 99,9

0,063 0,0 0,0 99,9

Refugo 27,4 - -

Dmáx (mm) 12,5

Dmin (mm) 4

M.F. 6,1

Brita 1

4.2

A Figura 4.1 representa a curva granulométrica obtida para a brita 1, onde o eixo das ordenadas

corresponde à percentagem de material passado e o eixo das abcissas, em escala logarítmica,

corresponde à dimensão da malha onde passa o material peneirado.

Figura 4.1 - Curva granulométrica da brita 1.

4.1.1.2 Bago de arroz


para o bago de arroz, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do

respectivo agregado. A Figura 4.2 representa a curva granulométrica obtida para o bago de arroz.

Quadro 4.2 - Análise granulométrica do bago de arroz.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

Mat

eri

al p

assa

do

(%

)

Malhas (mm)

Peneiros


16 0,0 100,0 0,0

12,5 0,0 100,0 0,0

11,2 0,0 100,0 0,0

8 6,2 99,8 0,2

4 2121,3 30,7 69,7

2 809,0 4,3 95,7

1 90,7 1,4 98,6

0,5 19,0 0,7 99,3

0,25 12,4 0,3 99,7

0,125 0,0 0,0 99,7

0,063 0,0 0,0 99,7

Refugo 10,4 - -

Dmáx (mm) 8

Dmin (mm) 2

M.F. 5,6

Bago arroz

4.3

Figura 4.2 - Curva granulométrica do bago de arroz.

4.1.1.3 Areia grossa


para a areia grossa, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo

agregado. A Figura 4.3 representa a curva granulométrica obtida para a areia grossa.

Quadro 4.3 - Análise granulométrica da areia grossa.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

Mat

eri

al p

assa

do

(%

)

Malhas (mm)

Peneiros


16 0,0 100,0 0,0

12,5 0,0 100,0 0,0

11,2 0,0 100,0 0,0

8 0,0 100,0 0,0

4 28,3 97,4 2,6

2 147,8 84,0 16,0

1 370,9 50,1 49,9

0,5 417,1 12,1 87,9

0,25 106,3 2,4 97,6

0,125 21,1 0,5 99,5

0,063 3,7 0,2 99,8

Refugo 2,0 - -

Dmáx (mm) 4

Dmin (mm) 0,25

M.F. 3,5

Areia grossa

4.4

Figura 4.3 - Curva granulométrica da areia grossa.

4.1.1.4 Areia fina


para a areia fina, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo

agregado. A Figura 4.4 representa a curva granulométrica obtida para a areia fina.

Quadro 4.4 - Análise granulométrica da areia fina.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

Mat

eri

al p

assa

do

(%

)

Malhas (mm)

Peneiros


16 0,0 100,0 0,0

12,5 0,0 100,0 0,0

11,2 0,0 100,0 0,0

8 0,0 100,0 0,0

4 3,5 99,7 0,3

2 6,2 99,3 0,7

1 7,2 98,7 1,3

0,5 99,5 91,0 9,0

0,25 1061,6 9,0 91,0

0,125 113,2 0,3 99,7

0,063 2,6 0,1 99,9

Refugo 2,0 - -

Dmáx (mm) 0,5

Dmin (mm) 0,125

M.F. 2,0

Areia fina

4.5

Figura 4.4 - Curva granulométrica da areia fina

4.1.1.5 Bagacina


para a bagacina, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo

agregado.

Quadro 4.5 - Análise granulométrica da bagacina.

A Figura 4.5 representa a curva granulométrica da bagacina obtida na presente campanha

experimental e da obtida pela empresa fornecedora do agregado.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

Mat

eri

al p

assa

do

(%

)

Malhas (mm)

Peneiros


16 0,0 100,0 0,0

12,5 20,9 99,3 0,7

11,2 167,0 94,0 6,0

8 1193,6 56,0 44,0

4 1413,4 10,9 89,1

2 83,9 8,2 91,8

1 11,4 7,9 92,1

0,5 11,1 7,5 92,5

0,25 28,0 6,6 93,4

0,125 0,0 6,6 93,4

0,063 0,0 6,6 93,4

Refugo 208,1 - -

Dmáx (mm) 11,2

Dmin (mm) 0,063

M.F. 6

Bagacina

4.6

Figura 4.5 - Curva granulométrica da bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo fornecedor.

A série de peneiros utilizada na presente campanha experimental não corresponde, inteiramente,

à série utilizada pela empresa fornecedora na definição da curva granulométrica da bagacina, o que

traduz uma curva ligeiramente diferente. Para além dos peneiros utilizados na campanha, à excepção

do peneiro de 11,2 mm, a empresa ainda utilizou os peneiros da malha 6,3 e 10 mm.

É possível verificar através da Figura 4.5 que, em grande parte, as percentagens de material

passado obtidas na campanha são ligeiramente inferiores às percentagens indicadas pelo fornecedor,

variando entre 2 e 6 %.

4.1.1.6 Pó de bagacina


para o pó de bagacina, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do

respectivo agregado.

Quadro 4.6 - Análise granulométrica do pó de bagacina.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0

Mat

eri

al p

assa

do

(%

)

Malhas (mm)

Ensaiada

Fornecedor

Peneiros


16 0,0 100,0 0,0

12,5 0,0 100,0 0,0

11,2 0,0 100,0 0,0

8 2,5 99,8 0,2

4 97,6 92,1 7,9

2 381,9 62,1 37,9

1 293,4 39,0 61,0

0,5 204,3 23,0 77,0

0,25 113,4 14,1 85,9

0,125 66,8 8,8 91,2

0,063 51,1 4,8 95,2

Refugo 60,9 - -

Dmáx (mm) 4

Dmin (mm) 0,063

M.F. 3,6

Pó de bagacina

4.7

A Figura 4.6 representa a curva granulométrica do pó de bagacina obtida na presente campanha

experimental e da obtida pela empresa fornecedora do agregado.

Figura 4.6 - Curva granulométrica do pó de bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo

fornecedor.

É possível verificar através da Figura 4.6 que, ao contrário do que se sucede na análise da

bagacina, os valores obtidos foram ligeiramente superiores aos valores de massa passada indicados

pelo fornecedor, variando entre 2 a 6 % nas malhas interiores.

4.1.2 Massa volúmica e absorção de água

No Quadro 4.7, são apresentados os resultados obtidos na campanha experimental para a

massa volúmica impermeável ( ), massa volúmica seca ( ), massa volúmica saturada com

superfície seca ( ) e absorção de água às 24 horas ( ). Estes valores encontram-se

representados nas Figuras 4.7 e 4.8.

Quadro 4.7 - Resultados obtidos na campanha experimental para as massas volúmicas e absorção de água.

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

100,0M

ate

rial

pas

sad

o (

%)

Malhas (mm)

Ensaiada

Fornecedor

Brita 1 2719 2622 2657 1,35

Bago de arroz 2734 2641 2675 1,28

Areia grossa 2612 2577 2590 0,51

Areia fina 2600 2584 2590 0,22

Bagacina 1979 1556 1769 13,69

Pó de bagacina 2576 1963 2256 10,40

Absorção às 24

horas (%)

Massa volúmica seca

(kg/m³)

Massa volúmica

impermeável (kg/m³)Agregado

Massa volúmica

saturada (kg/m³)

4.8

Figura 4.7 - Valores das massas volúmicas dos materiais utilizados.

Figura 4.8 - Absorção de água às 24 horas dos materiais utilizados.

Analisando os agregados grossos normais, é possível observar que os valores obtidos para as

massas volúmicas secas variam entre 2622 e 2641 kg/m³, resultados semelhantes aos

documentados em outros trabalhos realizados com o mesmo tipo de agregado (Lima 2012, Bogas

2011). No caso dos agregados finos normais, os valores obtidos variam entre 2577 e 2584 kg/m³,

valores que são ligeiramente inferiores aos registados nas campanhas experimentais de Lima (2012),

Cabaço (2013) e Bogas (2011).

Em relação aos agregados leves de escórias, os valores das respectivas massas volúmicas

variam de 1556 kg/m³ para o agregado de bagacina a 1963 kg/m³ para o agregado fino de pó de

bagacina. Os valores obtidos na campanha estão dentro do expectável quando comparados com os

dados indicados pelo fornecedor (Figura 4.11).

O valor da massa volúmica seca obtido para a bagacina, 1556 kg/m³, é similar ao obtido por Kiliç

et al. (2003) na sua campanha experimental para um agregado de escória vulcânica de idênticas

características, cerca de 1518 ± 43 kg/m³. Na campanha de Assas (2012) o agregado de escória

vulcânica utilizado apresenta, igualmente, uma massa volúmica seca semelhante ao obtido para a

bagacina, cerca de 1660 kg/m³. Porém, é natural existirem diferenças, dado que as características

deste tipo de agregado de origem natural podem variar consideravelmente consoante o local de

jazida e condições associadas à sua formação.

É de notar através da Figura 4.8, que os resultados obtidos para a absorção de água dos

agregados grossos normais correspondem a 1,35 e 1,28%, valores superiores aos obtidos por Lima

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Brita 1 Bago de arroz Areia grossa Areia fina Bagacina Pó de bagacina

Mas

sa v

olú

mic

a (k

g/m

³)

Massa volúmica impermeável Massa volúmica seca Massa volúmica saturada com superfície seca

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

Brita 1 Bago dearroz

Areia grossa Areia fina Bagacina Pó debagacina

WA

24

(%

)

4.9

(2012), para a brita 1 e bago de arroz. Analisando os agregados finos normais, estes tomam valores

de 0,51 e 0,22% de absorção de água para a areia grossa e fina, respectivamente.

Na mesma figura é possível observar que a absorção da bagacina e do pó de bagacina foram,

respectivamente, 13,69 e 10,40%, apresentando, como esperado, uma maior capacidade de

absorção devido à sua estrutura interna porosa. Os resultados estão de acordo com os valores

indicados na ficha técnica do fornecedor (Figura 4.11).

É possível verificar através das Figuras 4.9 e 4.10 a diferença entre a porosidade superficial da

bagacina e da brita1, que apoia a diferença dos resultados obtidos na absorção de água às 24 horas.

Figura 4.9 - Partícula de bagacina vista em lupa

binocular (malha 1mm).

Figura 4.10 - Partícula de brita1 vista em lupa binocular

(malha 1mm).

Figura 4.11 - Comparação entre os resultados obtidos na presente campanha e os indicados pelo fornecedor.

Nas campanhas realizadas por Topçu (1996) e Kiliç (2006) a absorção de água às 24 horas de

agregados grossos de escória vulcânica foi de 14 e de 17 ± 3%, que, como se pode concluir, são

valores similares aos obtidos na presente campanha para o agregado de bagacina.

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Bagacina Pó debagacina



Massa volúmicaimpermeável

Massa volúmica seca Massa volúmicasaturada com superfície

seca

Mas

sa v

olú

mic

a (k

g/m

³)

Ensaiado Fornecedor

4.10

4.1.3 Baridade e volume de vazios

O presente subcapítulo tem como objectivo apresentar e analisar os resultados obtidos para a

massa volúmica aparente (baridade) e volume de vazios, resultantes da campanha experimental. Os

resultados obtidos estão apresentados no Quadro 4.8 e representados na Figura 4.12 e Figura 4.13.

Quadro 4.8 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados.

Figura 4.12 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados.

Figura 4.13 - Volume de vazios dos agregados ensaiados.

A baridade de um material depende, essencialmente, da granulometria, dimensão das partículas

e massa volúmica dos agregados. Como é possível verificar no Quadro 4.8, os agregados grossos

normais apresentam valores semelhantes de massa volúmica e baridade, tal como sucede em

relação aos agregados finos normais.

Brita 1 2622 1376 48%

Bago de arroz 2641 1370 48%

Areia grossa 2577 1519 41%

Areia fina 2584 1593 38%

Bagacina 1556 705 55%

Pó de bagacina 1963 1015 48%

Volume de vazios

(%)

Baridade

(kg/m³)

Massa volúmica seca

(kg/m³)Agregado

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800


Areiagrossa

Areia fina Bagacina Pó debagacina

Bar

idad

e (k

g/m

³)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100


Areiagrossa

Areia fina Bagacina Pó debagacina

Vo

lum

e d

e va

zio

s (%

)

4.11

Os resultados obtidos para os agregados leves naturais de bagacina e pó de bagacina foram de

705 e 1015 kg/m³. Como mencionado no subcapítulo 4.1.2., o agregado leve fino, que advém do

mesmo material, apresenta uma dimensão das partículas mais pequena face à dos agregados leves

grossos, resultando assim em maiores valores de massa volúmica e, consequentemente, de

baridade.

É de salientar que os agregados grossos de bagacina apresentam a maior percentagem de

vazios, o que se deveria traduzir a forma mais alongada e a granulometria menos extensa deste tipo

de agregado face aos restantes.

Observa-se através da Figura 4.14 que os resultados obtidos na presente campanha

experimental estão dentro do expectável, segundo a ficha técnica dos agregados leves de escórias

disponibilizados pela empresa fornecedora.

Figura 4.14 - Comparação entre os resultados obtidos na campanha experimental e os facultados pelo fornecedor.

4.1.4 Índice de forma

O presente ensaio permite definir a forma geométrica das partículas a partir da percentagem de

partículas não cúbicas presentes no agregado. Uma vez explícito na norma que o ensaio abrange os

agregados de granulometria entre 4 e 63 mm, apenas a brita 1 e a bagacina foram testadas. O bago

de arroz não foi incluído no procedimento visto que, uma parcela considerável de partículas situa-se

abaixo dos 4 mm.

Os resultados obtidos para o índice de forma dos agregados ensaiados apresentam-se no

Quadro 4.9.

Quadro 4.9 - Índice de forma obtidos para a brita 1 e bagacina.

Como é possível observar através do Quadro 4.9 a bagacina apresenta menor percentagem de

partículas não cúbicas face à brita 1. O facto de a bagacina possuir um baixo índice de forma pode

estar relacionado com a fragilidade da sua estrutura. Desta forma o agregado toma uma forma mais

cúbica quando submetido a processos de extracção, britagem e transporte, entrando em roturas nas

zonas mais frágeis, ou seja, nas zonas alongadas. Por outro lado a brita 1, sendo um agregado que

0

200

400

600

800

1000

1200

Bagacina Pó de bagacina

Bar

idad

e (k

g/m

³)

Ensaiada Fornecedor

Agregado ΣM1 (g) ΣM2 (g) IF (%)

Brita 1 375,2 120,7 22,2

Bagacina 232,0 40,2 17,3

4.12

apresenta maior resistência, não se fragmenta com tanta facilidade, o que permite que as partículas

adquiram forma lamelar. Tendo em conta os resultados obtidos para o índice de forma e o teor de

vazios estimado no Quadro 4.8, conclui-se que o maior valor desta propriedade, obtido para a

bagacina, deverá estar relacionada essencialmente com a sua menor extensão granulométrica.

Uma vez que, a forma mais alongada das partículas provoca uma redução da trabalhabilidade

dos betões, é de esperar que o betão produzido com brita 1 apresente uma menor trabalhabilidade

quando comparado com o betão produzido com bagacina.

4.1.5 Resistência ao esmagamento

A resistência dos agregados influencia fortemente a resistência dos betões, e no caso dos betões

leves a sua rotura ocorre aquando da rotura dos agregados que os constituem devida à baixa

resistência destes.

De acordo com a norma especificada, a resistência ao esmagamento pode ser realizada apenas

para agregados leves de granulometria compreendida entre 4 e 63 mm. Desta forma, apenas o

agregado grosso de bagacina foi ensaiado. O resultado obtido para a resistência ao esmagamento

está apresentado no Quadro 4.10.

Quadro 4.10 - Resistência ao esmagamento da bagacina.

Como é observável pelo Quadro 4.10 a resistência ao esmagamento foi de 3,45 MPa, valor

abaixo do observado usualmente em agregados normais e agregados leves artificiais submetidos a

processos de cozedura para os quais se forma uma orla superficial mais resistente. A fraca

resistência ao esmagamento da bagacina resulta da sua estrutura muito porosa. Note-se, no entanto,

que a resistência ao esmagamento não traduz a capacidade real do agregado no betão, dado que por

efeito de confinamento este consegue atingir níveis de eficiência superiores quando inseridos na

pasta.

4.2 Comportamento dos betões no estado fresco

No presente ponto analisa-se o comportamento do betão produzido no estado fresco. Os ensaios

realizados para este feito consistiram na determinação do abaixamento por intermédio do cone de

Abrams e da massa volúmica fresca.

4.2.1 Abaixamento

O ensaio do abaixamento permite avaliar indirectamente a trabalhabilidade de um certo betão.

No estudo das composições dos betões o valor da trabalhabilidade foi definido para o intervalo de

120 ± 20 mm, inserindo-se na classe de consistência S3, de acordo com a EN 206-9 (2010). O ensaio

de Abraams é afectado pela massa volúmica do betão, dado que é esta a força motriz responsável

Agregado Fmédia (KN) Resistência ao esmagamento (MPa)

Bagacina 35,2 3,45

4.13

pelo abaixamento do betão. Dessa forma, para idênticas trabalhabilidades, o abaixamento tende a ser

inferior nos betões leves. Por outro lado, os betões leves devido a possuírem menor massa e menor

inércia são mais susceptíveis a pequenas diferenças na sua composição, apresentando maior

sensibilidade na variação do abaixamento. Finalmente, a maior absorção neste tipo de agregados

dificultam ainda o controlo mais rigoroso do abaixamento neste tipo de betão. Desse modo, assume-

se um intervalo ligeiramente superior para os limites de consistência dos betões leves.

Os abaixamentos registados para cada tipo de composição produzida vêm apresentados e

representados no Quadro 4.11 e Figura 4.15.

Quadro 4.11 - Valores obtidos para o abaixamento.

Figura 4.15 - Valores de abaixamento obtidos e intervalo de tolerância permitido.

De referir ainda que os resultados obtidos do abaixamento nos diferentes betões produzidos

respeitam o intervalo definido pela norma NP EN 206-1 (2005) e que não foram observados

quaisquer efeitos de segregação ou exsudação.

Uma vez que os agregados de bagacina apresentam uma geometria mais cúbica face à brita 1,

seria de esperar que o BL apresentasse uma trabalhabilidade superior ao BN, facto que não é claro

no Quadro 4.11. Ao contrário do que sucede nos betões de elevado desempenho (a/c = 0,35),

verifica-se que o abaixamento nas composições com agregados leves, para uma relação de a/c de

0,56, é inferior ao obtido no betão de agregados normais. Conforme referido, a menor massa

volúmica dos BL (cerca de 15%), impõe uma menor acção no ensaio de abaixamento (Hossain 2006,

Bogas 2011).

Além dos ensaios de controlo realizados antes das betonagens (teor de água e absorção aos 30

minutos) foi ainda determinada a absorção da bagacina após a amassadura, de modo a verificar

Composição Relação a/c SP (%)* Abaixamento (cm)

BN 56 0,56 - 12,0

BL 56 0,56 - 9,5

BAFL 56 0,56 - 9,5

BN 35 0,35 0,65 12,0

BL 35 0,35 0,7 14,0

BAFL 35 0,35 0,65 14,0

* SP (%) - Superplastificante em % de massa de cimento

0123456789

10111213141516

Ab

aixa

me

nto

(cm

)

Composições

BN 56

BL 56

BAFL 56

BN 35

BL 35

BAFL 35

BN BL BAFL

4.14

quaisquer alterações na relação a/c efectiva. Foi verificado que a absorção do agregado após a

amassadura (10,3%) foi inferior ao obtido no ensaio aos 30 minutos (11,7%), resultando assim

apenas num possível ligeiro aumento da relação a/c efectiva de 0,56 para 0,58. Este aumento não se

verificou influente na alteração da consistência dos betões produzidos. Face às pequenas diferenças

obtidas, pode-se considerar que os betões foram produzidos com a relação a/c e trabalhabilidade

pretendidas.

Os BEAL com dosagem de cimento igual a 440 kg/m³ (relação a/c de 0,35), apresentam valores

de abaixamento superiores ao obtido para o BN, respectivo. Tal como referido, isso justifica-se pelo

facto de os BEAL apresentarem uma maior sensibilidade a pequenas variações do volume e das

características da pasta. Uma variação de 0,1% na dosagem de adjuvante pode induzir um aumento

superior a 5 cm no abaixamento para os BEAL, enquanto que para os BN essa sensibilidade não é

tão notória (Bogas 2011), tal como é possível verificar através da Figura 4.16. Este efeito sobrepõe-se

ao efeito “gravítico” mencionado no parágrafo anterior.

Figura 4.16 - Comparação entre as curvas - S de Mortsell, para BN, e as curvas modificadas para BEAL (EuroLightConR5

2000).

É importante referir que o valor de superplastificante a incluir foi ajustado de maneira a permitir

obter o abaixamento desejável, resultando desta forma em pequenas variações na percentagem final,

como é possível constatar no Quadro 4.11.

Em geral, pode concluir-se que os valores obtidos são semelhantes entre si em termos de

trabalhabilidade. O facto de se substituir o agregado grosso normal por bagacina não prejudica a

trabalhabilidade do betão. Deste modo, não é necessário proceder a correcções adicionais na

composição dos betões com bagacina de forma a obter as trabalhabilidades pretendidas.

Os ensaios de controlo de absorção demonstraram a eficiência do método utilizado para

determinar a absorção de água da bagacina durante a mistura.

4.2.2 Massa volúmica fresca

No Quadro 4.12 apresentam-se os resultados médios obtidos para a massa volúmica fresca dos

betões produzidos na presente campanha experimental. No mesmo quadro apresentam-se ainda o

coeficiente de variação (Cv) e a variação percentual (∆) dos BL face aos BN, estando este último

representado na Figura 4.17.

4.15

Quadro 4.12 - Massa volúmica fresca experimental e teórica para as composições estudadas.

Figura 4.17 - Valores da massa volúmica fresca dos BL relativamente ao BN.

Como era esperado, a massa volúmica no estado fresco diminuiu à medida que são incorporados

agregados leves na mistura. Uma vez que a bagacina (1556 kg/m³) é incorporada no betão em

substituição da brita 1 (2622 kg/m³) e do bago de arroz (2641 kg/m³), ocorre uma diminuição de 14,2

e 13,8% na massa volúmica, para a relação a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. No betão com pó de

bagacina como agregado fino (60%), é possível verificar que este apresenta valores de massa

volúmica fresca apenas ligeiramente inferiores ao da série BL. A fracção fina que outrora era

composta por areia grossa (2577 kg/m³) e areia fina (2584 kg/m³) é agora substituída por areia fina e

pó de bagacina (1963 kg/m³). O facto de este apresentar valores muito próximos, mas ligeiramente

abaixo da série BL, tem origem no agregado fino incorporado na composição, pois o pó de bagacina,

embora apresente menor massa volúmica seca face às areias normais, corresponde ainda a um valor

consideravelmente superior face ao agregado grosso de bagacina.

É ainda de notar que as massas volúmicas obtidas para a composições de relação a/c igual a

0,35 apresentam valores superiores quando comparados com as respectivas composições mas de

relação a/c de 0,56. Isto resulta da menor dosagem de cimento e maior quantidade de água utilizada

nos betões de a/c = 0,56.

Na Figura 4.18, apresenta-se a relação entre a massa volúmica fresca calculada e a massa

volúmica fresca obtida durante a campanha experimental. Dado ser importante estimar a massa

volúmica fresca nos BEAL, foi avaliado o erro associado ao valor de cálculo e experimental.

Composição Massa volúmica teórica (kg/m³) Massa volúmica (kg/m³) Cv ∆

BN56 2288 2288 2,7% -

BL 56 1954 1962 7,6% -14,2%

BAFL 56 1870 1942 1,5% -15,1%

BN 35 2370 2332 2,1% -

BL 35 2035 2010 7,8% -13,8%

BAFL 35 1947 1989 1,8% -14,7%

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

Mas

sa v

olú

mic

a fr

esc

a re

lati

va a

o B

N

Composições leves

a/c = 0,56

a/c = 0,35

BL BAFL

4.16

Figura 4.18 - Relação entre a MV teórica e a obtida em ensaio.

Por análise do gráfico da Figura 4.18, verifica-se que os valores obtidos são, em geral, muito

semelhantes, apresentando erros de 0,5 a 2%. Estas diferenças podem estar associadas a pequenas

variações de massa volúmica dos componentes e diferenças na absorção do agregado e do teor de

ar presente na mistura. O betão BAFL 56 apresentou um erro na ordem dos 4%, demonstrando um

valor superior na massa volúmica fresca experimental. Como tal, pode ter ocorrido maior absorção de

água no pó de bagacina, cujo controlo de absorção é mais difícil.

Kiliç et al. (2009) obtiveram um decréscimo de massa volúmica no betão produzido com

agregados naturais de escórias de 17% face ao betão normal de referência. Apesar de não poder ser

directamente comparável, devido ao facto de tanto o agregado grosso como o fino serem

exclusivamente escória, os resultados foram semelhantes aos obtidos no presente trabalho.

No estudo realizado pelo grupo EuroLightCon (2000) são apresentados valores compreendidos

entre 1718 e 1927 kg/m³ para a massa volúmica fresca de betões de escórias vulcânicas (1090

kg/m³). Para a relação a/c de 0,36 foi obtido uma massa volúmica de 1827 kg/m³, valor que não é

directamente comparável com o obtido no presente trabalho, pois a diferença na massa volúmica do

agregado (30%) assim não o permite.

4.3 Massa volúmica no estado endurecido

A massa volúmica é a principal propriedade dos BEAL que os distingue dos betões

convencionais. A par da resistência à compressão, a massa volúmica define o critério de

dimensionamento para os betões leves (Bogas 2011).

No Quadro 4.13, apresentam-se os valores obtidos da massa volúmica dos betões curados em

ambiente húmido, aos 28 dias de idade (ρ28d), os valores da massa volúmica seca (ρs) e as

respectivas classes de massa volúmica. Ainda no mesmo quadro, apresenta-se o coeficiente de

variação em relação à massa volúmica seca e a diferença percentual da massa volúmica seca nos

BEAL em relação aos respectivos BN. Na Figura 4.19 apresentam-se os valores das massas

volúmicas presentes no Quadro 4.13 para as composições formuladas.

R² = 0,9756

1700

1800

1900

2000

2100

2200

2300

2400

2500

1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400 2500

Mas

sa v

olú

mic

a te

óri

ca (

kg/m

³)

Massa volúmica obtida (kg/m³)

4.17

Quadro 4.13 - Massas volúmicas experimentais e respectivas classes.

Figura 4.19 - Massa volúmica aos 28 dias de idade e massa volúmica seca.

Refira-se que as principais propriedades dos BEAL estão relacionadas com a massa volúmica

seca. No entanto, a massa volúmica aos 28 dias dá uma melhor ideia da massa volúmica máxima

associada aos betões leves em estruturas reais. Por sua vez, a massa volúmica de equilíbrio

considerada para o dimensionamento estrutural corresponde à massa volúmica seca adicionada de

cerca de 50 kg/m³, que depende das condições de secagem e impermeabilização do betão (ACI

213R).

Analisando o Quadro 4.13 e a Figura 4.19 é possível verificar uma redução na massa volúmica

seca em relação ao betão convencional na ordem dos 18 e 23% nos BL e BAFL, respectivamente.

Assim, verifica-se que a utilização de bagacina como agregado grosso e a substituição parcial dos

agregados finos naturais por pó de bagacina permitem a produção de betões estruturais pertencentes

à classe de massa volúmica D1.8. Em relação aos betões de elevado desempenho, a bagacina e o

pó de bagacina permitem produzir betões de classe D1.8 - D2.0.

A substituição dos agregados grossos normais por agregados leves de bagacina (BL) permitiu

atingir reduções médias na ordem dos 360 e 390 kg/m³ para a massa volúmica aos 28 dias e massa

volúmica seca, respectivamente. Conforme se verá em §4.4.1 estas reduções são bastante

satisfatórios face aos níveis de resistência atingidos pelos betões.

Quando se substitui 60% do agregado fino por pó de bagacina (BAFL), o valor da redução da

massa volúmica é mais importante na massa volúmica seca do que na massa volúmica aos 28 dias,

apresentando uma redução na ordem dos 115 kg/m³ para o primeiro caso e cerca de 50 kg/m³ para o

segundo, face ao BL. Como esperado, a quantidade de água absorvida pelo agregado fino leve,

Composição Massa volúmica 28 dias (kg/m³) Massa volúmica seca (kg/m³) Cv ∆ Classe

BN 56 2342 2151 0,07% - -

BL 56 1998 1762 0,01% -18% D1.8

BAFL 56 1951 1651 0,31% -23% D1.8

BN 35 2460 2293 0,17% - -

BL 35 2070 1903 0,24% -17% D2.0

BAFL 35 2015 1788 0,41% -22% D1.8

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

2300

2400

2500

BN 56 BL 56 BAFL 56 BN 35 BL 35 BAFL 35

Mas

sa v

olú

mic

a (k

g/m

³)

Massa volúmica 28 dias (kg/m³) Massa volúmica seca (kg/m³)

4.18

apesar de apresentar menor massa volúmica face á areia natural, reduz significativamente a

diferença entre os BEAL. Essa diferença, contudo, dilui-se ao longo do tempo.

Na Figura 4.20, apresenta-se a relação entre a diferença da massa volúmica seca e a massa

volúmica aos 28 dias de idade. Destaca-se a tendência para essas diferenças serem superiores para

valores de massa volúmica menores, pois os agregados com maior porosidade estão associados a

valores superiores de absorção de água.

Figura 4.20 - Relação entre a (ρ28d-ρs)/ρs e a massa volúmica seca.

4.4 Comportamento dos betões no estado endurecido

No presente subcapítulo, pretende-se analisar os resultados obtidos nos ensaios efectuados ao

betão no estado endurecido, e compará-los, sempre que possível, com resultados documentados na

literatura consultada. O estudo das propriedades do betão no estado endurecido apresenta-se

dividido em duas partes relativas à caracterização mecânica e de durabilidade, nomeadamente tendo

em conta as seguintes propriedades: resistência à compressão; resistência à tracção; módulo de

elasticidade; retracção; absorção capilar; resistência à carbonatação; resistência à penetração de

cloretos.

4.4.1 Resistência à compressão

Neste ponto, é caracterizado a resistência à compressão dos betões estudados na presente

dissertação, onde é analisado a influência do tipo de agregado, o comportamento relativo dos BL face

aos BN, a evolução da resistência mecânica, a resistência limite nos BL, a eficiência estrutural e

ainda a influência da relação a/c, teor de cimento e adjuvantes.

Os resultados obtidos para a resistência à compressão média (fcm) apresentam-se no Quadro

4.14. Apresentam-se ainda o coeficiente de variação (Cv), a variação percentual (∆) dos BL face aos

BN e a classe associada aos betões estudados. A evolução da resistência dos betões analisados

está representada graficamente na Figura 4.21.

R² = 0,8561

0

5

10

15

20

1600 1800 2000 2200 2400

(ρ2

8d

-ρs)

/ρs

(%)

ρs (kg/m³)

BN

BL

BAFL

4.19

Quadro 4.14 - Resistência à compressão nas idades estudadas e outros parâmetros.

Figura 4.21 - Evolução da resistência à compressão dos betões analisados.

4.4.1.1 Caracterização geral dos betões

De acordo com o Quadro 4.14 é possível verificar que os betões formulados com bagacina

desenvolvem resistências aos 28 dias de idade na ordem de 33,2 e 57,5 MPa, para relações de a/c

de 0,56 e 0,35, respectivamente. Considerando, em concordância com a NP EN 206-1 (2005), que o

limite inferior para betões estruturais pertence à classe LC 20/22 e que para valores superiores à

classe de resistência LC 50/55 estes são considerados betões de elevada resistência, é possível

classificar os betões leves estudados como de resistência “moderada”.

Com base na variação percentual apresentada do Quadro 4.14 e da análise da Figura 4.21 é

possível verificar que a substituição de agregados de massa volúmica normal por agregados leves de

escória conduz a uma redução significativa na resistência à compressão, na ordem dos 19% para os

BL e de 27% para os BAFL. Tal era esperado, dado que o agregado leve de escória apresenta uma

rigidez e capacidade resistente inferior à dos agregados de massa volúmica normal.

Como referido, a resistência dos BEAL é afectada pela capacidade resistente dos agregados,

sendo essa influência tanto mais importante quanto mais elevada for a resistência da argamassa e

maior for a idade de ensaio. Ou seja, o comportamento destes betões é fortemente afectado pela

resistência limite definida como sendo a resistência do betão a partir da qual a rigidez da argamassa

é superior à do agregado. Por sua vez, a capacidade dos betões é limitada superiormente pelo

patamar de resistência, definido como o nível de resistência a partir do qual o incremento adicional da

BN 56 20,3 31,8 34,8 44,9 50,2 1,6% - -

BL 56 14,6 22,7 28,4 36,8 40,8 1,7% -18,2% LC30/33

BAFL 56 12,0 18,8 24,7 33,2 36,8 1,3% -26,0% LC25/28

BN 35 45,6 57,3 66,0 72,2 79,8 4,5% - -

BL 35 35,2 47,6 49,7 57,5 58,2 3,1% -20,4% LC40/44

BAFL 35 - - 47,8 51,9 - 1,2% -28,1% LC35/38

Classe∆,28dCv,28d fcm,90d

(MPa)

fcm,28d

(MPa)

fcm,7d

(MPa)

fcm,3d

(MPa)

fcm,1d

(MPa)Composição

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 20 40 60 80 100

Res

istê

nci

a à

Co

mp

ress

ão (

MP

a)

Idade (dias)

BN 56

BN 35

BL 56

BL 35

BAFL 56

BAFL 35

4.20

qualidade da argamassa tem um efeito pouco significativo na resistência do betão. É possível verificar

através da Figura 4.22 que os betões de dosagem a/c = 0,56 apresentam perdas de resistência face

aos BN inferiores aos de a/c = 0,35, estando os primeiros mais próximos da resistência limite e mais

afastados do patamar de resistência. Assim, tal como referido por outros autores (Bogas 2014, Holm

2000, Chandra 2003), a perda de resistência dos BEAL face aos BN tende a ser superior em misturas

de maior compacidade. De facto, é verificado que o aumento de resistência resultante de um

aumento na dosagem de cimento e redução na relação a/c são menos importantes nos BEAL do que

nos BN.

Figura 4.22 - Resistência relativa dos BEAL em relação aos BN de iguais relações a/c.

Com a substituição de parte do agregado fino por agregado leve de escória (60% pó de

bagacina) ocorreu uma redução da resistência na ordem dos 10% face aos BEAL de agregados finos

normais. Estes valores corroboram o referido no FIP (1983), em que para iguais relações a/c as

diferenças entre resistências nos BEAL produzidos com AFE ou finos normais são normalmente

pequenas, o que leva a crer que este tipo de agregado tem uma menor influência face aos agregados

grossos leves.

Esta redução na resistência está associada ao facto de as partículas de AFE possuírem uma

menor resistência, proporcionando um decréscimo na capacidade resistente da argamassa. É

importante referir que para a mesma consistência é, em geral, necessário adicionar mais água,

levantando o problema de se tornar muito complicado quantificar a água absorvida pelas partículas e

a consequente determinação rigorosa da relação a/cefectivo e estimativa da resistência (Holm 2000),

(Chandra 2003). Por outro lado, os BEAL são menos susceptíveis a eventuais variações na relação

a/c, tornando-se este factor menos importante face aos BN.

Na Figura 4.23 está representada a relação entre a resistência à compressão dos betões e as

relações a/c utilizadas na formulação das misturas.

Como seria de esperar, a resistência dos betões aumenta com o incremento da relação a/c.

Porém, esse incremento é superior nos BN, dado o agregado apresentar maior rigidez e capacidade

resistente face à argamassa envolvente e, como tal, existe uma maior influência da argamassa na

resistência. No caso do BL, o aumento da resistência é mais ténue, divergindo da evolução

observada nos BN. Confirma-se assim que betões com relações a/c baixas trabalham perto do

100 100

82 80 74 72

-

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

a/c = 0,56 a/c = 0,35

Res

istê

nci

a d

os

BEA

E re

lati

va a

o B

N a

os

28

dia

s (%

)

BN BL BAFL

4.21

“patamar de resistência”. Nos BAFL esse aumento é ainda inferior, mesmo face aos BL, existindo

uma maior proximidade do patamar de resistência. Esta menor evolução nos BAFL resulta da própria

argamassa ter um “patamar de resistência”, devido à introdução do pó de bagacina.

Figura 4.23 - Relação entre a resistência à compressão com a relação a/c.

Na Figura 4.24, apresenta-se a relação entre a resistência à compressão em cubos e cilindros

aos 28 dias de idade. É possível verificar a forte correlação existente entre os resultados obtidos para

os dois tipos de espécimes. Este resultado corrobora o referido por Bogas (2011).

Figura 4.24 - Relação entre a resistência à compressão em cubos (15 cm de aresta) e cilindros (⏀15x30 cm).

A expressão (4.1) exprime a correlação entre os dois tipos de ensaio resultante da regressão

linear dos valores apontados na Figura 4.24.

(4.1)

Em média a resistência à compressão nos espécimes cilindros foi de 92% da resistência obtida

nos espécimes cúbicos. Esta relação está de acordo com as relações médias referidas pelo FIP

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Re

sist

ên

cia

à co

mp

ress

ão (

MP

a)

Relação a/c

BN

BL

BAFL

0,56 0,35

20

30

40

50

60

70

80

90

20 30 40 50 60 70 80 90

Re

sist

ên

cia

à co

mp

ress

ão c

ub

os,

28

dia

s (M

Pa)

Resistência à compressão cilindros, 28 dias (MPa)

4.22

(1989) e pela NP EN 206-1 (2005), para BEAL. Destaca-se o facto de a relação obtida ser

praticamente independente do tipo de agregado utilizado.

4.4.1.2 Resistência limite

Quando se procede ao estudo dos BEAL, torna-se importante ter a noção do valor da “resistência

limite” e do “patamar de resistência” associadas a um dado tipo de agregado leve. Deste modo, a

resistência dos BEAL é condicionada pela resistência e rigidez da pasta cimentícia, dos agregados

utilizados na mistura e ainda da zona de interface entre os agregados e a argamassa. Se o agregado

leve em questão apresentar uma rigidez e capacidade resistente igual ou superior à da argamassa, o

betão leve produzido irá ter um comportamento semelhante ao dos BN. Caso contrário, os agregados

participam menos na transmissão de tensões a que está sujeito, sendo esta transmissão

preferencialmente realizada através da argamassa e contornando o agregado. Neste caso, a

argamassa é mais solicitada, conduzindo a um BEAL menos resistente do que a argamassa.

A “resistência limite” (ft) foi determinada a partir de cubos de 15 cm produzidos com argamassas

de igual composição às utilizadas nos betões com agregado grosso de bagacina “Arg 56” e “Arg 35”.

A determinação deste parâmetro foi efectuado através do método empírico utilizado por Chen et al.

(1995) e Bogas (2011), que consiste na intersecção de duas rectas de regressão, que melhor se

ajustam à relação entre a resistência à compressão, em cada idade de ensaio, do BL e da argamassa

de igual composição à utilizada nos respectivos betões.

Figura 4.25 - Regressão entre a resistência nos betões de bagacina e a resistência da argamassa de composição

semelhante à utilizada na produção dos mesmos betões.

Na Figura 4.25, cada regressão pertence ao grupo de resultados para a mesma relação a/c, onde

se destaca o facto de a regressão pertencente ao BL56 apresentar um comportamento semelhante

ao da recta y = x, ou seja, a resistência do betão assemelha-se à resistência da argamassa até aos

28 dias de idade. De referir, que o resultado referente ao 1º dia de idade no BL 35 foi excluído do

gráfico, de modo a obter um melhor ajuste da regressão.

Obtém-se um valor mínimo da resistência limite com base nos resultados da resistência até à

idade de 7 dias (BL56), pois, como é possível verificar através da Figura 4.25, até esta data o

desenvolvimento da resistência do BL é semelhante ao da respectiva argamassa. Os restantes

pontos são abrangidos pela regressão 2.

y = 0,9854x - 2,6769R² = 0,9926

y = 0,6633x + 10,362R² = 0,8738

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0 70,0 80,0 90,0

Re

sist

ên

cia

à c

om

pre

ssã

o B

L (M

Pa

)

Resistência à compressão Arg (MPa)

reg1

reg2ft = 37,2 MPa

y = 0,8977x - 0,715R² = 0,9971

y = 0,7193x + 6,2408R² = 0,8681

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

90,0

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0 70,0 80,0 90,0

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

BL

(MP

a)

Resistência à compressão Arg (MPa)

reg 1

reg 2

ft = 34,3 MPa

4.23

Após o cálculo das intersecções, é possível concluir que, para betões leves produzidos com

agregados grossos de bagacina e finos normais, a resistência limite deve estar inserida no intervalo

de valores compreendido entre cerca de 34 e 37 MPa. Ou seja, até valores próximos desta

resistência, os betões com bagacina apresentam comportamentos semelhantes aos betões

convencionais, o que lhes permite atingir níveis de eficiência estrutural mais elevados.

Com o objectivo de se confirmar os valores de resistência limite estimados, foi utilizado um

método semi-empírico sugerido por Chandra (2003), expressão 4.2, que tem como finalidade o auxílio

à formulação de betões com agregados grossos leves e finos normais. Os autores assumem que a

resistência do betão a formular é em função da capacidade resistente do agregado leve e da própria

argamassa, tendo em conta o comportamento bifásico do betão.

(4.2)

Onde,

- Resistência média à compressão do betão (MPa);

- Volume de agregado leve no betão (m³/m³);

- Capacidade resistente do agregado leve no betão (MPa).

- Volume de argamassa no betão (m³/m³);

- Resistência média à compressão da argamassa de composição semelhante à

utilizada na produção dos BEAL e ensaiada em provetes de iguais dimensões (MPa).

A expressão (4.2) permite estimar a resistência do agregado leve no betão desde que se

conheçam os restantes parâmetros. O modelo utilizado é apenas válido quando é ultrapassada a

resistência limite do betão, ou seja, quando o agregado e a argamassa participam ambos na

resistência à compressão. Assim, para esta relação, são tidos em conta os pares de valores (fcm, farg)

que se encontram suficientemente afastados da resistência limite (local de conflito entre o

comportamento bifásico do betão e o comportamento governado pela capacidade da argamassa).

Quadro 4.15 - Estimativa da resistência do agregado no betão segundo a expressão 4.2.

Como é possível verificar através do Quadro 4.15 o valor da resistência do agregado no betão

toma valores na ordem dos 38 MPa, valor que é semelhante ao estimado a partir da Figura 4.25.

Isto permite concluir que para valores de fal inferiores a 38 MPa o betão produzido com

agregados grossos de bagacina é governado pela resistência da argamassa. No caso de a

resistência do agregado ser superior a 38 MPa, a resistência do betão é igualmente condicionada

pelo agregado, podendo ser estimada com base na expressão (4.2).

Composição

Idade (dias) fcm (MPa) farg (MPa) Val (m³/m³) Varg (m³/m³)

BL 35, 3d 48 54,5 0,374 0,626 38,0

BL 35, 90d 58,2 73,6 0,374 0,626 39,3

Parâmetros conhecidosfal (MPa)

4.24

Assim, sabendo a fal associada à bagacina, é possível estimar a resistência de um dado betão

produzido com este tipo de agregado bastando, para tal, conhecer o volume de agregado a utilizar no

betão e a curva de desenvolvimento da resistência da argamassa a utilizar nessa mesma mistura.

4.4.1.3 Evolução da resistência à compressão

Nas Figuras 4.26 e 4.27 são apresentadas as curvas de evolução da resistência dos betões

formulados, bem como das argamassas produzidas, ao longo das idades de ensaio. Verifica-se que a

resistência nos BEAL evolui de forma semelhante à dos betões convencionais até uma dada idade,

tornando-se posteriormente menos evolutiva para idades superiores. Na Figura 4.26, verifica-se que a

resistência nos BEAL de a/c = 0,56 deixa de evoluir paralelamente à do betão convencional a partir

dos 7 dias de idade. Porém, não se atinge o “patamar de resistência”, pois verifica-se que a

resistência evolui progressivamente até à última data de ensaio (90 dias). Do Quadro 4.14 confirma-

se que para idades superiores aos 7 dias, a resistência nos BEAL é superior à sua resistência limite.

Logo, o desenvolvimento da resistência deixa de depender apenas da argamassa, passando a

depender também da contribuição da bagacina, divergindo desta forma do desenvolvimento da

argamassa e do betão convencional BN56.

Na Figura 4.27 constata-se que a evolução da resistência nos BEAL com a/c = 0,35 deixa de

evoluir significativamente a partir dos 3 dias de idade. No Quadro 4.14 verifica-se que a resistência

limite é atingida logo após o primeiro dia de idade, o que justifica a divergência desde muito cedo da

evolução da resistência do BL35 face à argamassa e ao BN 35. É possível constatar que a evolução

da resistência no BL35 parece estagnar nas idades mais avançadas, isto é, o betão parece atingir o

seu “patamar de resistência”.

Figura 4.26 - Evolução da resistência média à compressão

para as misturas com a/c = 0,56.

Figura 4.27 - Evolução da resistência média à compressão

para as misturas com a/c = 0,35.

É importante referir que no caso dos BAFL, a substituição parcial de areia natural por areia leve

de pó de bagacina vai influenciar a resistência da argamassa, e faz com que a própria argamassa

tenha a sua “resistência limite”. Como tal, resulta em uma resistência limite menor face aos BEAL

formulados com areias naturais.

De acordo com Virlogeux (1986) a evolução rápida da resistência nos primeiros dias de idade

que é usualmente observada nos BEAL resulta de duas razões: o aumento de temperatura devido às

reacções exotérmicas de hidratação do cimento faz se sentir mais nos BEAL, devido ao facto de os

agregados leves apresentarem menor condutividade térmica, acelerando o processo de evolução de

0

10

20

30

40

50

60

0 20 40 60 80 100

Re

sist

ên

cia

à co

mp

ress

ão (

MP

a)

Idade (dias)

BN 56

BL 56

BAFL 56

Arg 56

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 20 40 60 80 100

Re

sist

ên

cia

à c

om

pre

ssã

o (

MP

a)

Idade (dias)

BN 35

BL 35

BAFL 35

Arg 35

4.25

resistência; a menor resistência dos agregados leves limita a evolução da resistência do betão, e

como a evolução da resistência faz-se em relação aos 28 dias de idade, subsiste uma aceleração

aparente do endurecimento do betão.

Ainda através das Figuras 4.26 e 4.27 e do Quadro 4.15 é verificado que a bagacina ao ser

utilizada como agregado grosso leve permite a produção de betões com resistências à compressão

compreendidas entre cerca de 30 a 60 MPa, conduzindo a betões de resistência “moderada” a

“elevada resistência”.

A Figura 4.28 apresenta a evolução da resistência à compressão dos betões formulados em

termos de coeficiente do endurecimento, , que é determinado segundo a expressão (4.3).

(4.3)

Onde,

- Coeficiente de endurecimento em relação aos 28 dias de idade (%);

- Resistência média à compressão do betão na idade (MPa);

- Resistência média à compressão do betão aos 28 dias de idade (MPa).

As curvas resultantes da expressão (4.3) foram comparadas com a curva resultante da

expressão (4.4) proposta pela NP EN 1992-1-1 (2010) (EC2) para a caracterização da evolução

média da resistência, onde: e correspondem à resistência média à compressão para

uma certa idade e para os 28 dias de idade, respectivamente; refere a idade do betão (dias); é o

coeficiente que depende do tipo de cimento utilizado nas misturas, em que no presente caso foi

considerado igual a 0,2, por se tratar de um “cimento rápido” (NP EN 1992-1-1 2010).

[ (

)

] (4.4)

Figura 4.28 - Coeficientes de endurecimento para os betões estudados e comparação com a expressão sugerida na NP

EN 1992-1-1 (2010): a) a/c = 0,56; b) a/c = 0,35.

Na Figura 4.28 confirma-se as tendências referidas para a evolução dos BEAL. Para os betões

de relação a/c igual a 0,56, a relação entre a resistência aos 7 e 28 dias foi de 77%, 77% e 74% para

os BN, BL e BAFL, respectivamente. Em geral, verifica-se que a expressão (4.4) traduz de forma

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,1

1,2

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Co

efi

cie

nte

de

en

du

reci

me

nto

(%

)

Idade (dias)

BN 0,56 BL 0,56 BAFL 0,56 NP EN 1992-1-1 (2010)

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,1

1,2

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Co

efi

cie

nte

de

en

du

reci

me

nto

(%

)

Idade (dias)

BN 0,35 BL 0,35 BAFL 0,35 NP EN 1992-1-1 (2010)

a) b)

4.26

razoável as curvas de evolução médias obtidas na campanha experimental, onde apenas nos 7 dias

os valores obtidos são ligeiramente inferiores.

Aos 90 dias verifica-se que o desenvolvimento é muito semelhante nos diferentes tipos de

betões, apresentando um acréscimo na ordem de 11%, face à idade de 28 dias. Isto justifica-se pelo

facto de se utilizarem argamassas de baixa compacidade na produção dos betões, e como tal, estes

trabalham perto da sua resistência limite. Desde logo se denota que nenhum dos betões atinge a

longo prazo o seu patamar de resistência.

No caso dos betões com relação a/c igual a 0,35, constata-se relações entre a resistência aos 7

e 28 dias de 91, 87 e 92% para os BN, BL e BAFL, respectivamente. Estas relações são superiores

às obtidas nos betões de a/c = 0,56. Isso justifica-se, pois relações de a/c mais baixas conduzem a

maiores coeficiente de endurecimento. Pela mesma razão, a curva de evolução sugerida no EC2

tente a subestimar a evolução real dos betões de maior compacidade.

Ao analisar a idade de 90 dias é possível observar que o BN35 apresenta um desenvolvimento

semelhante ao da curva sugerida pelo EC2, enquanto que o BL35 apresenta uma evolução pouco

significativa de apenas cerca de 1% face à idade de 28 dias, sugerindo a aproximação do patamar de

resistência. Bogas (2011) refere que a fraca evolução associada aos BEAL pode originar

consequências negativas na resistência a cargas de longa duração, o que obriga a que se imponham

coeficientes de segurança mais conservativos.

4.4.1.4 Eficiência estrutural

A eficiência estrutural é um parâmetro de elevada importância na avaliação dos BEAL, pois

relaciona as principais propriedades de caracterização destes betões, nomeadamente a massa

volúmica e a resistência à compressão, ao contrário do que se passa nos BN, onde os betões são

normalmente avaliados pela sua capacidade resistente à compressão.

No Quadro 4.16 estão apresentados os valores da eficiência estrutural (fcm/ρS) dos betões

estudados na campanha experimental e ainda a variação dos BEAL em relação aos betões

convencionais (∆).

Quadro 4.16 - Eficiência estrutural das composições estudadas.

Verifica-se que, para betões correntes (a/c = 0,56), o BL56 apresenta uma eficiência estrutural

semelhante à obtida no betão convencional, enquanto que o BAFL56 apresenta uma eficiência

ligeiramente inferior. Assim, em soluções onde a massa volúmica seja um critério condicionante no

dimensionamento, como, por exemplo, na reabilitação, os betões com bagacina apresentam-se como

soluções alternativas bastante viáveis.

Composição ∆

BN 56 -

BL 56 -0,1%

BAFL 56 -3,7%

BN 35 -

BL 35 -4,0%

BAFL 35 -7,8%

Eficiência estrutural, 28d (10³m)

2,09

2,09

3,15

2,01

2,90

3,02

4.27

No caso dos betões de relação a/c = 0,35, os BEAL apresentam valores de eficiência estrutural

inferiores aos obtidos nos BN, sendo tanto menor quanto maior for a percentagem de agregados

leves (grossos e finos) na mistura, pois a maior redução na resistência mecânica não é compensada

pela redução atingida na massa volúmica dos betões. Ainda assim são obtidas eficiências estruturais

muito semelhantes nos BN e nos BL com agregado grosso de bagacina.

Conforme esperado, constata-se que os valores da eficiência estrutural nos betões de elevada

compacidade (a/c = 0,35) originam eficiências bastante superiores, na ordem dos 30%, face aos

betões correntes. Maiores dosagens de cimento originam argamassas mais ricas, e desta forma, o

aumento verificado na resistência apresenta uma maior taxa de crescimento face ao da massa

volúmica, o que contribui para um aumento da eficiência estrutural. A incorporação de adjuvantes

com grande poder redutor de água (superplastificante) tem um importante contributo para o

desenvolvimento de betões mais eficientes (ACI 213R 2003). Nos betões de elevado desempenho, a

bagacina perde eficiência face aos BN dado que trabalham perto do patamar limite de resistência.

Nestes casos, a utilização de bagacina torna-se menos competitiva na produção de betões de

elevado desempenho.

A substituição parcial da areia normal por pó de bagacina conduz a uma perda de eficiência,

podendo a redução da massa volúmica não compensar a perda de resistência nem o custo de

aquisição. Contudo, a sua utilização pode justificar-se em casos onde a massa volúmica é o critério

de dimensionamento principal.

É importante referir que, em condições reais, a massa volúmica dos betões apresenta valores

superiores aos da massa volúmica seca, prejudicando, desta forma, a eficiência dos BEAL. Bogas

(2011) refere que a relação resistência/massa volúmica depende do teor de água presente nos

agregados, podendo afectar a massa volúmica e naturalmente a eficiência dos BEAL.

Na Figura 4.29, apresenta-se a relação entre a resistência à compressão e a massa volúmica

seca para os betões produzidos na campanha experimental, bem como os resultados obtidos por

Hossain (2006), Kiliç et al. (2009) e Assas (2012), para betões produzidos com agregados leves

naturais (escórias vulcânicas e pedra-pomes) e diferentes composições.

Verifica-se, em geral, a existência de uma tendência que aponta para um aumento da resistência

à compressão com o aumento da massa volúmica dos betões, onde é possível obter valores de

resistência na ordem dos 30 MPa para massas volúmicas de 1600 kg/m³ e de 40 - 50 MPa para

massas volúmicas de 1900 kg/m³.

Hossain (2006) considerou misturas com agregados de escórias de baixa qualidade em

substituição de agregados de massa volúmica normal, resultando em relações resistência/massa

volúmica secas mais baixas. Por outro lado, Kiliç et al. (2009) que substituíram pedra-pomes por

agregados de escória vulcânica de boa qualidade obtiveram valores, nas maiores percentagens de

escórias, semelhantes aos obtidos na formulação de relação a/c = 0,56 do presente trabalho.

4.28

Figura 4.29 - Relação entre a resistência à compressão e a massa volúmica seca aos 28 dias.

Assas (2012) obteve maiores valores de relação resistência/massa volúmica seca quando a

percentagem de finos leves presente na argamassa é baixa ou nula, e quando é incorporado sílica de

fumo à composição dos betões. Bogas (2011) obteve resultados superiores de relação

resistência/massa volúmica face ao presente trabalho para betões com agregados de argila

expandida, arlita e leca, evidenciando a melhor qualidade deste tipo de agregados na produção de

betões leves.

4.4.2 Resistência à tracção por compressão diametral

Neste ponto, é caracterizado a resistência à tracção por compressão diametral dos betões

estudados na presente dissertação, onde é analisado a influência do tipo de agregado,

comportamento relativo dos BL quando comparado com os BN e a influência da relação a/c.

Os resultados obtidos para resistência à tracção média (fctm) aos 28 dias de idade são

apresentados no Quadro 4.17. No mesmo quadro apresentam-se ainda os coeficientes de variação

(Cv), a variação percentual (∆) dos BL face aos BN e a resistência à compressão dos betões.

Quadro 4.17 - Resistência à tracção aos 28 dias de idade e outros parâmetros.

Na Figura 4.30 é possível constatar que a superfície de rotura nos BEAL atravessa os

agregados, o que prova que neste tipo de betões a resistência à tracção é governada pela

capacidade resistente do agregado. Por outro lado, a superfície de rotura no BN, contorna os

agregados, visto que a capacidade resistente do agregado é superior à da argamassa. A resistência à

tracção nestes betões é condicionada pelas características da zona de transição agregado/pasta.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300

Re

sist

ên

cia

à co

mp

ress

ão a

os

28

dia

s (M

Pa)

Massa volúmica (kg/m³)

BN (presente trabalho) BEAL (presente trabalho)

Hossain (2006) Kiliç (2009)

Assas (2012) Bogas (2011)

Composição fctm (MPa) Cv ∆ fcm,28d (MPa)

BN 56 3,9 5,8% - 44,9

BL 56 3,3 4,0% -15,4% 36,8

BAFL 56 2,7 3,5% -30,8% 33,2

BN 35 5,7 5,8% - 72,2

BL 35 3,9 8,9% -30,9% 57,5

BAFL 35 3,3 2,2% -42,1% 51,9

4.29

Figura 4.30 - Superfície de rotura (BL56) após ensaio à compressão diametral.

Por análise do Quadro 4.17, verifica-se que as composições de agregados grossos de bagacina

(BL) apresentam resistências de 3,3 a 3,9 MPa, para a relação de a/c 0,56 e 0,35, respectivamente.

No caso dos betões onde parte da areia natural foi substituída por pó de bagacina (BAFL), a

resistência à tracção é de 2,7 MPa para uma relação a/c igual a 0,56 e de 3,3 MPa para uma relação

a/c de 0,35. Segundo a ASTM C330 (2004), para que o betão leve seja considerado estrutural é

necessário que este apresente valores superiores a 2 MPa na resistência à tracção. Posto isto,

verifica-se que os betões estudados respeitam esta condição, demonstrando serem betões de

características estruturais.

Quando comparado com os betões convencionais, os BL apresentam reduções na resistência à

tracção de 15,4 e 30,9% para as relações a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. Outros autores, como

Bogas (2011) e Kiliç et al. (2003) obtiveram valores médios de redução face aos BN na ordem dos 15

% para dosagens de cimento e relações a/c semelhantes à composição BL56 (betão convencional).

No entanto, o BL35 apresenta um valor de redução face ao BN muito elevado. Tal se justifica pelo

facto de os betões serem limitados pela capacidade do agregado e, como tal, não evoluírem

significativamente com o aumento da capacidade resistente da argamassa, como sucede nos BN.

É importante referir que, é provável que exista uma diminuição da resistência limite nos BEAL à

tracção, em que o efeito de confinamento da pasta cimentícia deixa de ser benéfico para o agregado.

Como tal, à semelhança do que se passa nos BN, a resistência à tracção nos BEAL deixa de

acompanhar a evolução da resistência à compressão para patamares de resistência maiores (Bogas

2011). Ainda de acordo com o EuroLightConR2 (1998) o aumento do calor de hidratação provoca um

maior gradiente de humidade na cura, e consequentemente, a redução mais acentuada na resistência

à tracção. Como seria de esperar, as composições de relação a/c = 0,35 apresentam resistências à

tracção superiores às de a/c = 0,56, pois apresentam argamassas mais fortes e naturalmente

melhores ligações agregado/pasta.

Os betões da série BAFL registaram reduções de resistência à tracção por compressão diametral

na ordem dos 17% face aos betões da série BL. É possível verificar através da Figura 4.32 que os

betões de agregados finos leves (BAFL) possuem um pior desempenho à tracção ao demonstrarem

uma menor relação entre a resistência à tracção e a resistência à compressão. A inclusão de areias

4.30

leves na constituição do betão provoca uma diminuição na retenção de propagação de fendas, para

além da menor capacidade resistente do próprio pó de bagacina.

Na Figura 4.31 é apresentada a relação entre a resistência à tracção e a relação a/c das

formulações de betões estudadas.

Figura 4.31 - Relação da resistência à tracção com a relação a/c.

Conforme esperado, a resistência à tracção aumenta com a diminuição da relação a/c,

independentemente do tipo de betão. O aumento da dosagem de cimento e a diminuição da relação

a/c conduziram a um aumento de cerca de 32% na resistência à tracção dos BN. Por outro lado, o

incremento verificado nas composições leves foi consideravelmente menor, cerca de 15% e 18% nos

BL e BAFL, respectivamente. Assim é possível confirmar que os BEAL revelam uma menor

sensibilidade à variação do teor de cimento e da qualidade da pasta cimentícia, destacando-se uma

vez mais a importante participação do agregado leve na resistência à tracção.

Vários autores apresentam expressões que relacionam a resistência média à tracção por

compressão diametral (fctm,sp) com a resistência média à compressão (fcm), com base em expressões

do tipo , onde, normalmente, toma valores entre 1/2 e 2/3 . A Figura 4.32 apresenta a

relação resultante para os BEAL estudados no presente trabalho.

Figura 4.32 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão nos BEAL.

É necessário salientar que o número de composições estudadas não permite, por si só,

apresentar uma regressão rigorosa conforme desejado. A resistência à tracção varia fortemente com

0

1

2

3

4

5

6

Re

sist

ên

cia

à tr

acçã

o p

or

com

pre

ssão

dia

me

tral

(M

Pa)

Relação a/c

BN

BL

BAFL

0,56 0,35

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

20 30 40 50 60 70Re

sist

ên

cia

à tr

acçã

o p

or

com

pre

ssão

d

iam

etr

al, 2

8 d

ias

(MP

a)

Resistência à compressão, 28 dias (MPa)

BEAL (presente trabalho)

fctm,sp=0,507.fcm⁰′⁴⁹⁴

4.31

as condições de cura dos betões. Uma vez que o processo de cura foi o mesmo em todas as

composições, é possivel analisar o comportamento relativo entre diferentes misturas.

Ainda assim, é possível concluir que existe uma clara tendência para a resistência à compressão

diametral aumentar proporcionalmente com a resistência à compressão. Desta forma, a resistência à

compressão diametral pode ser estimada pela expressão (4.5), que é muito semelhante à obtida por

Bogas (2011),

, e à sugerida no ACI318 (2009),

. Em todas as

relações a resistência à tracção varia com a raiz quadrada da resistência à compressão.

(4.5)

Na Figura 4.33 são comparados os resultados obtidos com os resultantes da expressão sugerida

na NP EN 1992-1-1 (2010). São ainda apresentados os resultados obtidos por outros trabalhos

referentes a betões de agregados leves naturais. Na expressão da NP EN 1992-1, o valor da

resistência à tracção axial foi obtido tendo em conta a seguinte relação entre esta resistência e a

resistência à compressão diametral: fctm ≈ 0,9.fctm,sp.

Figura 4.33 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão aos 28 dias.

Na Figura 4.33, verifica-se que a expressão definida na NP EN 1992-1 conduz a estimativas

ligeiramente conservativas face aos valores obtidos no presente trabalho. A estimativa é mais

aproximada nos betões de relação a/c = 0,35, o que leva a crer que esta seja mais apropriada para

betões de maior compacidade. No betão de moderada resistência, a diferença mais significativa

ronda os 23%, e é relativa ao BL 56. Desta forma, pode-se concluir que a expressão referida pelo

documento normativo conduziu a estimativas adequadas e conservativas da resistência à tracção.

Kiliç et al. (2006), Kiliç et al. (2003) e Gündüz e Uğur (2004) obtiveram resultados superiores aos

obtidos no presente trabalho. Bogas (2011) obteve resistências à tracção por compressão diametral,

em betões com agregados de argila expandida curados em água durante 28 dias, apenas

ligeiramente inferiores aos obtidos na presente campanha experimental, para uma dada resistência à

compressão. Resultados semelhantes são referidos no EuroLightCon (2000). Importa referir que em

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Re

sist

ên

cia

à tr

acçã

o p

or

com

pre

ssão

d

iam

etr

al, 2

8d

ias

(MP

a)


fctm, fcm (ensaiado) fct, fc (NP EN 1992-1-1)

Kiliç et al. (2009) Kiliç et al. (2003)

EuroLightCon (2000) Gündüz e Uğur (2004)

Bogas (2011)

4.32

todos os trabalhos excepto o de Bogas (2011), os betões foram sujeitos a ensaios de tracção por

flexão. Este método de ensaio origina valores superiores de resistência à tracção na ordem dos 50 a

100% face aos obtidos para a compressão diametral (Neville 1995). Isso é confirmado nos resultados

de Bogas (2011), onde o módulo de rotura é dado por

. Por este motivo, na Figura

4.34, todos os valores foram transpostos para a sua resistência equivalente em tracção por

compressão diametral, de acordo com a expressão: fctm,r ≈ . fctm,sp, conforme sugerido em Bogas

(2011).

É comum as expressões normativas que estimam a resistência à tracção nos BEAL dependerem

da sua massa volúmica. Na Figura 4.34, apresenta-se a relação entre a resistência à tracção por

compressão diametral e a massa volúmica seca das misturas estudadas na presente dissertação. É

ainda apresentada a recta de regressão apenas para os BEAL.

Figura 4.34 - Relação entre a resistência à tracção e a massa volúmica seca.

Conforme é possível observar existe uma boa correlação entre estas duas propriedades para os

BEAL estudados. A melhor correlação obtida na Figura 4.34 face à relação entre a resistência à

compressão e a massa volúmica (§4.4.1.4.) da Figura 4.29 é justificada pelo facto de na resistência à

tracção os BEAL apresentarem idênticos módulos de rotura para os diferentes níveis de resistência

estudados, ao contrário do que sucede na compressão.

No Quadro 4.18 estão apresentados os coeficientes de eficiência estrutural à tracção das

misturas estudadas e as variações percentuais dos BEAL face aos BN de igual composição.

Quadro 4.18 - Eficiência estrutural à tracção.

Pela análise do Quadro 4.18 é constatado que na série dos betões correntes (a/c=0,56), excepto

nos BAFL, a eficiência estrutural à tracção é muito semelhante entre betões. A boa aderência

mecânica agregado/pasta verificada nos BEAL permite que a diminuição da resistência à tracção

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400

Re

sist

ên

cia

à tr

acçã

o p

or

com

pre

ssão

d

iam

etr

al, 2

8 d

ias

(MP

a)


R²=0,989

Composição ∆

BN 56 -

BL 56 1,1%

BAFL 56 -17,3%

BN 35 -

BL 35 -20,8%

BAFL 35 -26,2%

0,20

0,18

Eficiência estrutural [fctm/ρs], (10³m)

0,18

0,18

0,15

0,25

4.33

acompanhe a diminuição ocorrida na massa volúmica. Tal como na resistência à compressão, a

eficiência à tracção diminui nas misturas de a/c = 0,35, embora de forma mais importante. Este

aspecto pode estar relacionado com a alteração da resistência limite (atingindo-se mais cedo na

resistência à tracção do que à compressão). De facto, a resistência à tracção não acompanha a

resistência à compressão para níveis superiores de resistência.

A perda de eficiência neste caso permite concluir que, quando a resistência à tracção for um

factor importante no dimensionamento, a sua redução tem de ser tida em atenção em betões de

elevado desempenho.

4.4.3 Módulo de elasticidade

Neste ponto, é caracterizado o módulo de elasticidade secante dos betões estudados no

presente trabalho, onde é analisada a influência do tipo de agregado, comportamento relativo dos BL

quando comparado com os BN e influência da relação a/c.

Os resultados obtidos para o módulo de elasticidade médio (Ecm) aos 28 dias de idade

apresentam-se no Quadro 4.19. No mesmo quadro apresentam-se ainda, os resultados médios

obtidos no ensaio à compressão pura realizado aos espécimes cilíndricos provenientes do ensaio do

módulo de elasticidade (fcm,cil28), o coeficiente de variação (Cv) e a variação percentual (∆) dos BL face

aos BN.

Quadro 4.19 - Módulo de elasticidade aos 28 dias e outros parâmetros.

Do Quadro 4.19 é possível verificar que, para as composições de agregados grossos de

bagacina (BL), o módulo de elasticidade foi de 21,7 e 31,5 GPa, para uma relação a/c de 0,56 e 0,35,

respectivamente. No caso dos BEAL onde a parcela fina é substituída parcialmente por agregados

finos leves (BAFL), o módulo de elasticidade toma valores de 20,0 GPa para uma relação a/c de 0,56

e de 24,4 GPa para a/c de 0,35.

Como expectável, é verificado uma redução significativa do módulo de elasticidade quando o

agregado de massa volúmica normal é substituído pelo agregado de menor rigidez. Desta forma,

quando comparados com os betões normais, os BL conduzem a reduções de 38,6 e 31,8% para uma

relação a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. Considerando as reduções obtidas na resistência à

compressão face aos BN observadas em §4.4.1 (18,2 e 20,4% para o BL56 e BL35), é possível

concluir que a perda de resistência é menos acentuada face à perda de rigidez. Este resultado,

segundo Bogas (2011), está associado ao facto de o módulo de elasticidade não depender do modo

de rotura do betão e, por este apresentar um crescimento menos importante quando comparado com

a evolução da resistência à compressão. Enquanto o agregado nos betões normais afecta

BN 56 42,7 35,4 1,0% -

BL 56 33,4 21,7 4,9% -38,6%

BAFL 56 27,9 20,0 3,0% -43,6%

BN 35 68,5 46,2 0,8% -

BL 35 53,3 31,5 4,3% -31,8%

BAFL 35 39,0 24,4 0,0% -47,2%

∆Composição fcm,cil28 (MPa)Módulo de elasticidade, 28 dias

(GPa)Cv

4.34

favoravelmente a rigidez dos betões, o mesmo não sucede na resistência. Consequentemente, existe

uma diferença relativa necessariamente superior dos BL face aos BN.

Mesmo apresentando reduções de resistência à compressão pouco importantes face aos BN, os

betões de bagacina podem ser condicionados na sua utilização devido à forte redução verificada no

módulo de elasticidade. Ou seja, para situações onde a deformação é condicionante, a perda de

rigidez nos BL pode levar a que seja necessário aumentar a altura das secções dos elementos

estruturais. Bogas (2011) estudou o impacto da perda de rigidez com o ganho em peso aquando da

utilização de BEAL face aos BN, para vários tipos de agregados leves. O autor concluiu que para

situações onde a carga permanente não é condicionante a redução da massa volúmica dos BEAL é

praticamente anulada pelo aumento das secções dos elementos estruturais. Por outro lado, o autor

verificou que, para o caso onde as cargas permanentes são condicionantes, o uso de betões de

menor massa volúmica podem conduzir a soluções mais vantajosas, podendo compensar o maior

custo destes betões.

Ao analisar a série de betões onde a areia normal é parcialmente substituída por agregados finos

leves de bagacina (BAFL) é verificável uma redução do módulo de elasticidade face aos BN na ordem

dos 45%. Este facto vem confirmar a maior deformabilidade destes betões, justificada pela menor

rigidez do pó de bagacina condicionar directamente a rigidez global da matriz cimentícia. Quando

comparado com a série BL, os BAFL conduzem a reduções de 8 e 23% no módulo de elasticidade

para a relação a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. O facto de esta diferença se revelar pequena

quando se avalia os BEAL de resistência corrente pode ter origem na maior compatibilidade elástica

entre as fases. Por outras palavras, a rigidez da argamassa nos BAFL está mais próxima da rigidez

dos agregados grossos leves, diminuindo a geração de microfendilhação na zona de interface.

Logo, para situações onde a massa volúmica do betão seja mais importante do que a sua

deformabilidade, os BAFL podem conduzir a soluções bastante atractivas. Caso contrário, o aumento

das secções dos elementos estruturais pode tornar esta solução menos atractiva tanto em termos

arquitectónicos, como técnicos e económicos. Porém, a capacidade de deformação destes betões

tende a ser superior, o que beneficia o seu comportamento face a acções dinâmicas.

Na Figura 4.35 é apresentada a relação entre o módulo de elasticidade e a relação a/c dos

betões estudados.

Como seria de esperar, a diminuição da relação a/c provoca um aumento do módulo de

elasticidade, como seria expectável. A diminuição da relação a/c em cerca de 0,2 produz aumentos

no módulo de elasticidade de 30 e 18% nos betões das séries BL e BAFL, respectivamente. Uma vez

que o aumento da resistência à compressão pura (fcm,cil28) devido à diminuição da relação a/c se ter

revelado superior, cerca de 37% para o BL e de 28% para o BAFL, é possível concluir que a variação

do módulo de elasticidade não acompanha a da resistência à compressão. Tal se deve ao facto do

agregado, que ocupa cerca de 70% do volume do betão, apresentar uma influência necessariamente

superior na rigidez do que na resistência à compressão. Por outro lado, conforme referido por Mehta

e Monteiro (2006), a melhoria da qualidade da zona de interface entre a pasta e o agregado pode ter

maior influência no desenvolvimento do módulo de elasticidade do que na resistência à compressão.

É de notar o maior desfasamento do módulo de elasticidade no caso dos betões de maior

4.35

compacidade (a/c = 0,35). O aumento da compacidade da matriz faz com que a rigidez da pasta se

distancie cada vez mais da rigidez dos agregados, provocando um aumento na incompatibilidade

elástica entre as fases, que tende a ser superior nos betões de menor massa volúmica.

Figura 4.35 - Relação entre o módulo de elasticidade e a relação a/c.

É usual relacionar o módulo de elasticidade médio (Ecm) com a resistência média à compressão

em cilindros (fcm,cil28), por intermédio de expressões empíricas obtidas experimentalmente. Na Figura

4.36 está apresentada a relação obtida para os betões leves (BEAL) ensaiados na presente

dissertação.

Figura 4.36 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão em cilindros nos BEAL.

Tal como sucede em §4.4.2, é importante referir que o número de composições estudadas não

permite, por si só, apresentar uma regressão tão rigorosa como se pretendia. Desta forma, foi

necessário associar tanto os BL como os BAFL à mesma linha de tendência, embora, como se saiba,

possuam comportamentos distintos.

Contudo, verifica-se que, apesar das diferenças entre betões, existe uma boa correlação entre o

módulo de elasticidade e a resistência à compressão, tal como verificado para a resistência à tracção.

Uma vez verificado que a evolução do módulo de elasticidade faz-se proporcionalmente à resistência

à compressão através da expressão (4.6), é usual traduzir esta relação por intermédio de expressões

empíricas do tipo , onde o expoente toma valores, normalmente entre 1/3 e 1/2 (Bogas

2011). Desta forma, obteu-se por regressão linear a expressão (4.7). Importa referir que esta

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Mó

du

lo d

e e

last

icid

ade

, 28

dia

s (G

Pa)

Relação a/c

BN

BL

BAFL

0,56 0,35

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

20 30 40 50 60 70

Mó

du

lo d

e e

last

icid

ade

, 28

dia

s (G

Pa)


BEAL (presente trabalho)

=0,99

4.36

expressão é fisicamente mais correcta, pois quando a resistência à compressão tende para zero o

valor do módulo de elasticidade tende a anular-se de igual forma.

(4.6)

(4.7)

Porém, convém referir que vários documentos propõem expressões em que o módulo de

elasticidade depende também da massa volúmica do betão, como por exemplo a expressão sugerida

pela NP EN 1992-1-1 (2010). Pois, no caso dos BEAL, tanto a resistência à compressão como o

módulo de elasticidade são afectados pela sua massa volúmica.

Na Figura 4.37, são comparados os resultados obtidos com os resultantes da expressão

mencionada pela NP EN 1992-1-1 (2010). São ainda apresentados os resultados obtidos por outros

trabalhos referentes a betões produzidos com agregados leves naturais.

Figura 4.37 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão.

Na Figura 4.37 verifica-se que os valores obtidos na campanha experimental referente aos BEAL

resultaram em valores ligeiramente superiores aos obtidos através da expressão proposta pela NP

EN 1992-1-1 (2010). Os valores estimados pela proposta normativa conduziram a módulos de

elasticidade na ordem dos 7 a 15% inferiores face aos BEAL ensaiados. Este facto permite concluir

que a expressão normativa conduziu a resultados conservativos e adequados para betões produzidos

com agregados de bagacina.

Pode-se averiguar, através da Figura 4.37, que os resultados obtidos na presente dissertação

resultam em valores superiores face aos obtidos nas campanhas de Gündüz e Uğur (2004) e

EuroLightCon (2000), onde os agregados utilizados foram de pedra-pomes. A pedra-pomes para

além possuir uma menor massa volúmica quando comparado com as escórias vulcânicas, tende a

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 10 20 30 40 50 60 70

Mó

du

lo d

e e

last

icid

ade

, 28

dia

s (G

Pa)


Ecm, fcm,cil (ensaiado) Ec, fc,cil (NP EN 1992-1-1)

EuroLightCon, escória (2000) Gündüz e Uğur (2004)

EuroLightCon, pedra-pomes (2000) Bogas (2011)

4.37

possuir também uma menor resistência e menor rigidez. Logo, os betões produzidos serão mais

fracos face aos BEAL de bagacina. No entanto, ao analisar os resultados obtidos pela EuroLightCon

(2000) para betões com escórias é possível verificar que os valores aproximam-se dos obtidos na

presente campanha. Para níveis próximos de resistência, verifica-se valores em média cerca de 11 a

13% inferiores face aos BEAL de bagacina produzidos no presente trabalho. A razão pela qual estes

betões obtiveram valores inferiores pode estar relacionada com o facto de a escória utilizada deter

uma massa volúmica 30% inferior à da bagacina considerada no presente trabalho. Este facto leva a

que este agregado apresente uma menor rigidez. Bogas (2011) relatou valores do módulo de

elasticidade dentro da mesma gama dos obtidos na presente campanha experimental para betões

com 3 tipos de agregados de argila expandida. Importa referir que a bagacina, devido à sua superfície

irregular, proporciona uma melhor ligação agregado-pasta face aos agregados artificiais de superfície

mais regular.

Para além dos factores mencionados anteriormente, a dispersão verificada está relacionada com

a variação de volume de agregado e granulometria considerada pelos diferentes autores

referenciados.

Como foi referido anteriormente, várias expressões normativas consideram a massa volúmica

dos betões para a estimativa do módulo de elasticidade, por isso é importante analisar a relação entre

estes dois parâmetros. Na Figura 4.38, apresenta-se a relação entre o módulo de elasticidade e a

massa volúmica seca das misturas estudadas na presente dissertação.

Figura 4.38 - Relação entre o módulo de elasticidade e a massa volúmica seca.

A relação entre o módulo de elasticidade e a massa volúmica tem como vantagem a não

dependência do modo de rotura, contrariamente ao verificado para a resistência à compressão. Deste

modo, é possível verificar apenas uma relação para todos os betões produzidos, incluindo os BN.

Assim, é possível concluir que, para uma estimativa mais adequada do módulo de elasticidade, é

necessário considerar a massa volúmica, para além da resistência à compressão. Segundo Newman

(1993), o elevado coeficiente de regressão obtido é justificado pelo facto de se poder relacionar a

rigidez das várias fases do betão (agregado, pasta cimentícia e zonas de transição) com a sua

porosidade.

A rigidez da matriz cimentícia e dos betões podem variar significativamente com a alteração da

relação a/c. Posto isto, faz sentido considerar também a influência da resistência à compressão. Na

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400

Mó

du

lo d

e e

last

icid

ade

, 28

dia

s (M

Pa)


4.38

Figura 4.39, o módulo de elasticidade normalizado a

foi relacionado com o quadrado da massa

volúmica seca relativa a 2200 kg/m³, segundo o proposto pela EN 1992-1-1 (2004). É possível

confirmar a elevada correlação entre estes parâmetros.

Figura 4.39 - Relação entre o quadrado da massa volúmica seca e o módulo de elasticidade normalizado a

.

4.4.4 Retracção

Neste ponto, é caracterizada a retracção total dos betões estudados na presente dissertação,

onde é analisada a influência do tipo de agregado, retracção dos BEAL face aos BN, dosagem de

cimento, volume de agregados grossos e influência da relação a/c.

A retracção total dos betões resulta essencialmente da soma da retracção autogénea com a

retracção por secagem. A retracção autogénea corresponde à variação do volume do betão devido às

reacções de hidratação do cimento. Por outro lado, a retracção por secagem ocorre quando o betão

endurecido está exposto a humidade relativas abaixo de 100%, conduzindo à evaporação da água

existente na microestrutura do betão (Mehta e Monteiro 2006).

Os resultados obtidos da retracção total ( ), a várias idades, para as composições estudadas,

apresentam-se no Quadro 4.20. A retracção medida nos espécimes refere-se à variação de

comprimento superficial, onde o sinal negativo corresponde a contracções. No respectivo quadro, são

ainda indicados os valores da resistência média à compressão aos 28 dias.

Quadro 4.20 - Retracção total registada nos betões estudados, ao longo do tempo.

Nas Figuras 4.40 e 4.41, estão representadas as curvas de retracção ao longo do tempo de

ensaio. Foram agrupados os betões com a mesma dosagem de cimento e relação a/c, de modo a

facilitar a análise em termos da influência do tipo de agregado.


BN 56 -099E-06 -150E-06 -298E-06 -418E-06 44,9

BL 56 -041E-06 -076E-06 -238E-06 -458E-06 36,8

BAFL 56 -068E-06 -113E-06 -260E-06 -514E-06 33,2

BN 35 -091E-06 -153E-06 -291E-06 -384E-06 72,2

BL 35 -088E-06 -135E-06 -280E-06 -500E-06 57,5

BAFL 35 -123E-06 -175E-06 -270E-06 -450E-06 51,9

ComposiçãoRetracção total (m/m) fcm,28d

(MPa)

4.39

Através da análise do Quadro 4.20, é possível verificar que, para idades mais jovens, os BEAL

de bagacina conduzem a menores valores de retracção total face aos BN. Por exemplo, os BL

apresentam reduções de 59 e 3% na retracção aos 3 dias em relação aos BN, para relações a/c de

0,56 e 0,35, respectivamente. Nas medições aos 28 dias averigua-se que a retracção total nos BN

continua a ser superior quando comparado com os BEAL, sendo cerca de 20 e 4% superior em

relação aos BL56 e BL35, respectivamente. Apesar de o efeito de restrição da pasta diminuir com a

inclusão de agregados leves de bagacina de maior deformabilidade, a retracção nos BEAL tende a

ser adiada quando comparado com o que se observa nos BN. Isso resulta do efeito de cura interna

proporcionada pelos agregados em que o material poroso funciona como reservatório de água,

compensando a perda de água por secagem e auto-dessecação (Bogas 2014, Holm 2000, Neville

1995). Como referido anteriormente, a água existente na estrutura porosa dos AL de bagacina

compensam a água consumida pelas reacções de hidratação e a perdida por evaporação.

Nota-se que, para a série de betões de relação a/c = 0,56, apenas a partir dos 30 a 60 dias, a

retracção nos BN tende a ser inferior à dos BEAL. Por um lado, os efeitos de auto-dessecação são

menos importantes em pastas de maior a/c. Por outro lado, o facto de a pasta cimentícia apresentar

maior porosidade, devido à menor dosagem de cimento e maior quantidade de água, proporciona

melhores condições à efectivação do efeito referido da cura interna.

No caso da série de betões de relação a/c = 0,35, o ponto em que os BEAL passam a apresentar

maior retracção ocorre mais cedo, após cerca de 28 dias. Neste caso, a retracção autogénea toma

maior importância, pois a maior compacidade da pasta dificulta a transição livre da água. Aqui seria

de esperar que os BEAL, ao proporcionarem o efeito de cura interna, conduzissem a um maior atraso

na retracção por secagem face aos BN, do que aquilo que foi observada para a/c = 0,56.

Após um dado período em que a cura interna é efectiva, a água existente nos poros dos

agregados deixa de migrar para a pasta, e a retracção ocorre naturalmente na pasta, evoluindo

proporcionalmente com a perda de água por evaporação (Virlogeux 1986). É importante referir que a

partir deste ponto a taxa de retracção nos BEAL será maior do que a verificada nos BN, pois a menor

rigidez dos agregados leves diminui a restrição à variação do volume da pasta. Embora haja um

prolongamento da hidratação da pasta, que contribui para uma argamassa rígida a deformações e

uma melhor ligação pasta-agregado que permite uma maior efectivação do efeito de restrição da

pasta, estes efeitos não são suficientes para compensar a maior deformabilidade dos agregados

leves.

É perceptível através da Figura 4.40 que, a partir de uma certa idade, a retracção nos BEAL

ultrapassa a obtida no BN, onde é possível ainda verificar um aumento da taxa de crescimento da

retracção tanto no BL como no BAFL. De facto, tal como previsto, quando a água no interior dos

agregados leves deixa de estar disponível, a retracção passa a evoluir normalmente, onde este efeito

é agravado pela baixa rigidez que a bagacina possui, enquanto que a retracção no BN evoluiu de

acordo com uma taxa praticamente “constante”.

4.40

Figura 4.40 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,56.

Sublinhe-se que a evolução da retracção ao longo do tempo nos BL faz-se de modo idêntico à

evolução verificada nos betões onde parte da areia normal é substituída por areia leve (BAFL),

embora este último apresente valores em média cerca de 12% superiores. Isso seria menos

esperado, pois a inclusão de material mais poroso (pó de bagacina) deveria contribuir para um maior

efeito de cura interna. No entanto, a introdução de areia leve no betão faz com que a rigidez da matriz

diminua, e, por conseguinte, esta apresenta um menor efeito de restrição face às contracções a que

está sujeita.

Na Figura 4.41, referente à série de betões de relação a/c = 0,35, é possível verificar que as

retracções nos BN são da mesma ordem das medidas nos BEAL até cerca de 28 dias de idade.

Em idades mais jovens, seria de esperar uma retracção menor nos BEAL face ao BN, pois a

retracção autogénea nestes betões são praticamente nulas, e a perda de água por secagem tende a

ser compensada. Contudo, isso não se verificou e estes factores não compensaram a perda de

deformabilidade associada à baixa rigidez da bagacina.

Figura 4.41 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,35.

Na idade de ensaio mais avançada (91 dias), é notável que a curva referente ao BN parece

estabilizar, enquanto que as curvas referentes aos BEAL produzidos parecem continuar a aumentar

com uma taxa importante. Posto isto, é possível concluir que a retracção por secagem é tanto mais

retardada nos BEAL quanto maior for a percentagem de agregados porosos. Assim, uma vez

cessada a água proveniente dos agregados porosos, a retracção toma maior importância devido à

fraca deformabilidade dos agregados.

4.41

Ao analisar o BAFL35, verifica-se que até ao décimo dia a retracção deste evolui de modo

semelhante e, ligeiramente, superior ao constatado nos BL. A partir desta idade, a retracção dos BL

passa a ser superior, divergindo cada vez mais dos valores registados para o BAFL, atingindo uma

diferença na ordem dos 4 e 10% aos 28 e 91 dias, respectivamente. É possível que nos BAFL, a

maior quantidade de água existente na sua estrutura porosa seja responsável por um maior

prolongamento do efeito de cura. No entanto, isso não é observado nos betões com a/c = 0,56.

Nas Figuras 4.42 e 4.43, apresentam-se as curvas de retracção ao longo do tempo para

diferentes relações a/c nos BL e BAFL, respectivamente.

Figura 4.42 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BL.

Figura 4.43 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BAFL.

Na Figura 4.42, é possível constatar que a retracção é superior nos betões de menor a/c. Isso

não seria esperado, pois uma diminuição na relação a/c deveria resultar numa retracção por secagem

menos efectiva e ainda em pastas de maior rigidez que contribuem para uma maior restrição à

retracção.

No entanto, nas idades iniciais, a retracção autogénea pode assumir grande relevância, em

especial nos betões com pastas de elevada compacidade. Assim, os resultados obtidos evidenciam

uma maior relevância desta parcela da retracção do que da retracção por secagem.

A presença de superplastificante nas composições de relação a/c = 0,35 também pode ter

contribuído para o aumento da retracção na medida em que estas aceleram as reacções de

-600E-06

-500E-06

-400E-06

-300E-06

-200E-06

-100E-06

000E+00

dias (escala log)

BL56

BL35

3 91287

-600E-06

-500E-06

-400E-06

-300E-06

-200E-06

-100E-06

000E+00

dias (escala log)

BAFL56

BAFL35

7 28 913

4.42

hidratação. Ainda que provado por diversos autores que o aumento na retracção não é significativo, o

superplastificante proporciona um maior refinamento da pasta, permitindo a formação de poros de

menor dimensão, e, consequentemente, o aumento das tensões capilares (Bogas 2011).

Ao analisar os betões com agregados finos leves (Figura 4.43), verifica-se a mesma tendência

até cerca de 60 dias de idade, mas posteriormente a retracção é inferior nos betões de maior

compacidade. Para idades superiores onde a rigidez da pasta é mais importante e o efeito de cura

interna é menos relevante, as misturas de maior compacidade evidenciam um melhor

comportamento. De facto, nestas idades a retracção por secagem é mais importante, sendo inferior

nas misturas de menor a/c, associadas a pastas mais rígidas e a menor quantidade de água

evaporável. A partir dos 28 dias de idade, o BAFL56 passa a apresentar maiores valores de retracção

face ao BAFL35, sendo cerca de 13% superiores aos 91 dias.

Na Figura 4.44, apresentam-se as curvas referentes à retracção total obtidas para as

composições BL56 e BL35, tendo em conta apenas a variação da relação a/c. Na mesma figura,

apresentam-se ainda a curva estimada para as composições BL segundo a norma NP EN 1992-1-1

(2010) e as retracções obtidas por Hossain (2006) para betões com 50 e 100% de escória na sua

composição.

Figura 4.44 - Comparação entre os BL, estimativa normativa e os resultados obtidos por Hossain (2006).

Hossain (2006) obteve retracções aos 28 dias na ordem dos 416 e 476 x10-6

m/m para

percentagens de substituição de agregado normal por escória de 50 e 100%, respectivamente.

Confirma-se maiores retracções a longo prazo nos betões com maiores percentagens de agregados

leves naturais na mistura. Ao comparar o betão exclusivamente de escórias com os BL da presente

campanha, constatam-se valores de cerca de 90 e 15% superiores aos 28 e 56 dias,

respectivamente. De notar que para idades mais avançadas, próximas dos 90 dias, a retracção

medida por Hossain (2006) é semelhante à obtida nos BL produzidos no presente trabalho.

Para a definição da curva de evolução da retracção segundo a norma NP EN 1992-1-1 (2010),

foi necessário ter em conta os seguintes pressupostos:

humidade relativa de 50%, ;

geometria da secção, (espessura equivalente), com

(área da secção transversal) e (perímetro da secção

transversal);

-800E-06

-700E-06

-600E-06

-500E-06

-400E-06

-300E-06

-200E-06

-100E-06

000E+00

dias (escala log)

BL 56

BL 35

NP EN 1992-1-1 (2010), (a/c=0,56)

NP EN 1992-1-1 (2010), (a/c=0,35)

Hossain (2006), 100% escória

Hossain (2006), 50% escória

3 91287

4.43

cimento de endurecimento rápido e elevada resistência, e ;

utilização de agregados leves, ;

resistência à compressão ( ) tomou o valor de 36,8 MPa para a composição de a/c =

0,56 e de 57,6 MPa para a composição de a/c = 0,35;

é admitido que a retracção autogénea é inteiramente compensada nos BEAL.

Como é possível verificar através da análise da Figura 4.44, a curva resultante da expressão

sugerida pela norma NP EN 1992-1-1 sobrestima a retracção total nos BEAL com bagacina, em

especial nas primeiras idades. A curva proposta na NP EN 1992, concebida com base no

comportamento apresentado por betões correntes de massa volúmica normal, não é capaz de

traduzir devidamente o atraso na retracção proporcionado pelo efeito de cura interna. Porém, para

idades superiores, é de esperar que a diferença entre a curva experimental e a sugerida na NP EN

1992 diminua. Verifica-se ainda que a curva definida na NP EN 1992 traduz melhor a evolução da

retracção obtida por Hossain (2006) do que a curva obtida no presente estudo.

4.4.5 Absorção capilar

No presente subcapítulo, é caracterizada a absorção capilar dos betões estudados na presente

dissertação, onde é analisada a influência do tipo de agregado, absorção dos BEAL face aos BN e

influência da relação a/c.

Os resultados obtidos para a absorção capilar ao longo do tempo são apresentados no Quadro

4.21. No mesmo quadro, são ainda apresentados os coeficientes de absorção respectivos.

Quadro 4.21 - Resultados da absorção capilar dos betões estudados, aos 28 dias.

É usual definir a absorção capilar em função da raiz do tempo, tendo em conta a dedução teórica

deste mecanismo (Kropp 1995). Todavia, esta relação é somente válida para as primeiras horas de

ensaio, pois existe um retardamento da taxa de absorção para tempos de medição mais avançados,

normalmente associados ao aumento do teor de água no interior dos provetes e à presença de poros

menos acessíveis. Ao analisar as Figuras 4.45 e 4.46, em geral, é possível verificar a redução da taxa

de absorção a partir das 6 horas. Desse modo, optou-se por determinar o coeficiente de absorção a

partir do declive da recta de regressão linear entre os 20 minutos e as 6 horas de absorção, tendo em

conta que a absorção é definida em função da raiz do tempo.

(mm/min⁰′⁵) R² 10 min 20 min 30 min 1h 2h 6h 24h 72h

BN 56 0,155 1,00 0,71 0,95 1,13 1,53 2,04 3,20 5,61 8,04

BL 56 0,176 0,99 1,22 1,55 1,80 2,29 2,88 4,13 6,53 8,54

BAFL 56 0,237 1,00 1,10 1,39 1,72 2,25 3,07 4,86 8,06 10,66

BN 35 0,050 0,99 0,31 0,39 0,46 0,60 0,77 1,13 1,79 3,31

BL 35 0,084 0,99 0,41 0,55 0,69 0,90 1,20 1,78 2,66 3,31

BAFL 35 0,098 1,00 0,61 0,78 0,92 1,13 1,43 2,00 2,85 3,43

ComposiçãoCoef. de absorção Absorção (Kg/m²)

4.44

Figura 4.45 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,56.

Figura 4.46 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,35.

Antes de se proceder à análise dos resultados obtidos, é importante fazer uma breve introdução

aos mecanismos de transporte nos BEAL. Uma vez que a conectividade e a acessibilidade dos poros

são os principais intervenientes que condicionam esta propriedade, é essencial compreender a

importância destes factores nos BEAL. Apesar de os agregados leves (AL) apresentarem maior

porosidade, quando são inseridos e envoltos pela pasta, existe uma protecção adicional do agregado.

Nomeadamente, em pastas de baixa relação a/c, a dimensão dos poros da pasta e a sua

interconectividade são reduzidas, diminuindo a permeabilidade destes betões e o acesso aos

agregados. Ou seja, a maior ou menor participação da porosidade dos agregados é afectada pela

pasta que os rodeia (Bogas 2011, Holm 2000, FIP 1983).

Outro factor importante reside na qualidade da zona de interfase agregado-pasta (FIP 1983),

dado que esta ocupa uma fracção importante no volume do betão. Dado que a porosidade dos

agregados leves facilita a ligação agregado/pasta, a zona de transição nos BEAL tende a apresentar

uma qualidade superior do que nos BN. Desse modo, esta região tende a ser menos porosa nos

BEAL, dificultando a passagem de substâncias provenientes do exterior.

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

0 10 20 30 40 50 60 70

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

(Kg/

m²)

Tempo (min⁰′⁵)

BN 56

BL 56

BAFL 56

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 10 20 30 40 50 60 70

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

(Kg/

m²)

Tempo (min⁰′⁵)

BN 35

BL 35

BAFL 35

4.45

No caso da absorção capilar, importa ainda salientar que no agregado de porosidade mais

grosseira ao ser envolto por pasta de porosidade mais refinada, surge um corte na acção capilar que

se reflecte na capacidade de absorção destes betões (Bogas 2011, Hammer e Hansen 2000).

Na Figura 4.47 apresentam-se os coeficientes de absorção obtidos para os betões estudados.

Figura 4.47 - Coeficientes de absorção referentes aos betões estudados.

Na Figura 4.47, verifica-se que, para os betões de relação a/c = 0,56, o coeficiente de absorção

aumenta nos betões com agregados de maior porosidade. O coeficiente de absorção foi cerca de 14

a 53% superior, nos BL56 e BAFL56, em relação ao betão convencional de idêntica composição.

Estes resultados estão de acordo com os obtidos pela EuroLightCon (2000) e vêm confirmar que, na

presença de argamassas de menor compacidade, existe uma maior participação do agregado leve e,

assim, uma maior absorção nos betões de menor massa volúmica.

Nos BAFL, a substituição de areia natural por agregado fino poroso aumentou significativamente

a absorção do betão.

Como seria de esperar, ocorreu uma redução significativa da absorção quando se considerou

betões com argamassas de maior compacidade. Os valores significativamente mais baixos que foram

obtidos nos betões de maior compacidade salientam a maior importância da relação a/c nos

mecanismos de transporte face ao tipo de agregado utilizado. Apesar de os BEAL apresentarem uma

melhor qualidade da zona de interfase e de a água existente no interior dos agregados, resultante de

uma secagem menos efectiva, diminuir a capacidade de absorção da matriz, estes factores não foram

suficientes para compensar a porosidade aberta e a ausência de película externa dos agregados de

bagacina.

Ainda assim, os valores obtidos foram inferiores a 0,1 mm/min0,5

, que segundo Browne (1991)

corresponde a betões de elevada durabilidade.

No Quadro 4.21 e nas Figuras 4.45 e 4.46, confere-se que a absorção inicial e respectivo

coeficiente de absorção são superiores nos BEAL. Tal como referido anteriormente, existindo um

corte capilar entre a pasta e o agregado, seria de esperar que essas diferenças fossem inferiores,

conforme se observa no betão de a/c = 0,56. No entanto, uma vez que os provetes são cortados, é de

esperar que as partículas na superfície também participem na absorção. Assim, as partículas de

agregado leve vão contribuir para a absorção, fazendo com que a absorção se dê em toda a área, ao

contrário do que se passa nos BN, onde o agregado impede a entrada de água, fazendo com que a

0,1550,176

0,237

0,050

0,0840,098

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30


Co

efi

cie

nte

de

abso

rção

(m

m/m

in⁰′

⁵)

4.46

absorção ocorra apenas através da parcela correspondente à pasta. No entanto, este fenómeno

superficial não justifica por si só a diferença elevada que é obtida em relação aos BN, tendo em conta

que a diferença entre estes betões foi muito reduzida nas misturas de menor compacidade (a/c =

0,56). Por outro lado, a reduzida diferença que é obtida face aos betões de areias leves leva também

a suspeitar que a mistura BL35 possa ter sido produzida com um a/c efectivo superior. Ainda, embora

com menor relevância, os BEAL, ao estarem normalmente associados a maiores teores de ar,

contribuem para que a absorção nos primeiros minutos seja superior face à verificada nos BN.

Nas Figuras 4.45 e 4.46, verifica-se ainda uma maior absorção final nos BEAL, tal como seria de

esperar. Este aumento de absorção final está associado à maior absorção inicial nos BEAL e também

à maior participação dos agregados porosos na absorção a longo tempo (porosidade aberta total

superior nos BL).

Parhizkar et al. (2011) obtiveram, para betões produzidos com pedra-pomes, valores de

absorção menores face ao betão convencional de controlo, para relações de a/c a variar entre 0,37 e

0,46. Os autores justificaram os resultados obtidos pelo maior teor de água usualmente existente

nestes betões, cujo tempo de secagem tende a ser superior.

Com base em resultados obtidos em betões com agregados de argila expandida, Bogas (2011)

conclui que a baixa capacidade de absorção dos BEAL se dá em grande parte devido à melhor

qualidade da zona de transição e compatibilidade elástica, à quebra de continuidade nos poros, aos

maiores tempos de secagem e ao prolongamento da cura interna. Contudo, estes aspectos podem

não ser suficientes para compensarem a maior porosidade dos agregados leves, eventual incremento

no teor de ar e ainda o efeito referido da maior absorção superficial.

4.4.6 Resistência à carbonatação

No presente subcapítulo, é caracterizada a resistência à carbonatação dos betões estudados na

presente dissertação, onde é analisada a influência do tipo de agregado, comparação entre a

carbonatação sofrida nos BEAL e nos BN e a influência da relação a/c.

De acordo com a especificação LNEC E391 (1993), o ensaio de resistência à carbonatação

acelerada deve realizar-se em regime contínuo, sem interrupções. No presente trabalho, isso não

sucedeu devido a uma avaria num dos componentes da câmara de carbonatação, estando a câmara

inoperante num período aproximado de um mês. Contudo, o ensaio foi prolongado no mesmo número

de dias em que esta se encontrou avariada, de modo a compensar o período sem exposição a

elevados teores de CO2. De referir ainda que todos os provetes foram sujeitos às mesmas condições

de ensaio, sendo legítima a caracterização relativa entre betões.

No Quadro 4.22, apresentam-se os coeficientes de carbonatação obtidos para os betões

produzidos e respectivos coeficientes de correlação associados. São ainda apresentados os valores

da profundidade de carbonatação medidos após 90 dias de exposição em ambiente acelerado de 5%

de CO2 e 65% HR.

4.47

Quadro 4.22 - Coeficientes de carbonatação e profundidade de carbonatação aos 90 dias dos betões estudados.

A profundidade de carbonatação pode ser expressa de modo aproximado segundo uma

expressão do tipo √ ou , para uma abordagem mais geral (Bogas 2011).

Desta forma, foram determinados os coeficientes , e , em que o parâmetro foi desprezado

(Anexo XVI). O valor da constante foi obtido através do declive da recta de regressão linear com

intersecção na origem do referencial, tendo em conta a definição da profundidade de carbonatação

em função da √ . No caso dos parâmetros e , os valores foram obtidos através da expressão

da curva de potência que tem por base os resultados apresentados na Figura 4.48.

Figura 4.48 - Coeficientes de carbonatação dos betões formulados.

Antes de se proceder à análise dos resultados, torna-se importante referenciar os principais

factores que influenciam de forma directa a resistência à carbonatação nos betões. A porosidade

aberta ou, mais correctamente, a permeabilidade do betão tem um papel essencial na carbonatação.

Desta forma, faz sentido referenciar a qualidade do betão, onde o decréscimo da relação a/c e o

aumento da hidratação da pasta cimentícia provocam uma diminuição da permeabilidade e,

consequentemente, a diminuição da carbonatação. A taxa de carbonatação depende também da

capacidade de fixação do CO2, propriedade que é proporcional à quantidade de substâncias

carbonatáveis na pasta. De uma forma muito breve, hidratações mais efectivas conduzem a maiores

percentagens de substâncias carbonatáveis, que por sua vez contribuem para menores taxas de

carbonatação.

Como se pode observar no Quadro 4.22, é possível traduzir a evolução da profundidade de

carbonatação ao longo do tempo apresentada na Figura 4.48 com base na expressão ,

obtendo-se coeficientes de correlação superiores a 0,96 para os betões de relação a/c = 0,56 e

superiores a 0,85 para a relação a/c = 0,35. Nos betões de compacidade mais baixa, o parâmetro

variou entre 0,39 e 0,50, enquanto que, nos betões de elevada compacidade, obtiveram-se valores

compreendidos entre 0,40 e 1,07. Estes resultados provam que a carbonatação nas composições de

BN56 26,5 0,99 2,15 0,39 1,00 13,0

BL56 42,5 0,98 2,73 0,44 0,96 22,5

BAFL56 50,4 0,99 2,57 0,50 0,98 25,5

BN35 3,0 0,95 0,24 0,40 0,95 1,5

BL35 12,5 0,88 0,06 1,07 0,88 7,0

BAFL35 20,3 0,86 0,13 0,99 0,85 11,0

Kc1

(mm/ano⁰′⁵)Composição

Prof. de carbonatação

90 dias (mm)R²nc

Kc2

(mm/ano⁰′⁵)R²

26,5

42,5

50,4

3,0

12,5

20,3

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

BN56 BL56 BAFL56 BN35 BL35 BAFL35

Kc1 (mm/ano⁰′⁵)2,15

2,732,57

0,240,06 0,13

0,39 0,44 0,50 0,40

1,07 0,99

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00


Kc2 (mm/ano⁰′⁵)

nc

4.48

compacidade normal evolui de forma aproximadamente linear com a raiz do tempo, confirmando-se

coeficientes de correlação associados ao parâmetro superiores a 0,98. No entanto, os parâmetros

obtidos para os betões de maior compacidade não se mostraram concordantes do mesmo modo que

os obtidos nos betões de menor compacidade. A justificação para este facto vem apresentada no

seguinte parágrafo.

Figura 4.49 - Influência do agregado no avanço da carbonatação: a) BL35; b) BL56.

Nos betões de maior compacidade (a/c = 0,35) a curva de carbonatação teve uma evolução

diferente do esperado. Esse fenómeno deverá estar relacionado com o efeito proporcionado pela

maior porosidade dos agregados que se encontram junto à face do betão. Dado que as pastas de

relação a/c = 0,35 apresentam elevada compacidade, a profundidade de carbonatação tende a ser

pouco importante ao longo do tempo (apenas 2 a 10 mm após 90 dias de exposição). Assim, nesta

pequena faixa de carbonatação, a presença de um agregado mais poroso, cuja dimensão se situa

entre 4 e 11,2 mm, permite um incremento aparentemente acelerado na taxa de carbonatação,

conforme ilustrado na Figura 4.49. Isso justifica o desenvolvimento aparentemente anómalo que se

observa na Figura 4.51, em que, até aos 28 dias, a profundidade de carbonatação é semelhante nos

BN e nos BL, dado que nenhum agregado grosso é envolvido nos primeiros 2-4 mm de betão. Após

esta idade, assim que os agregados porosos se tornam disponíveis, a difusão de CO2 é acelerada e a

curva de carbonatação sofre um salto importante no seu desenvolvimento. Este aspecto assume

particular relevância nos betões de bagacina, dado que estes, ao contrário dos agregados de argila

expandida, não apresentam uma película exterior protectora de maior densidade.

Ao analisar o Quadro 4.22 e as Figuras 4.50 e 4.51, torna-se evidente que a resistência à

carbonatação é maior nos betões de agregados normais e que diminui com o aumento da

percentagem de agregados leves na mistura. Verifica-se uma profundidade de 13,0 mm no BN56 ao

fim de 90 dias de exposição, enquanto que as composições BL56 (Figura 4.52) e BAFL56 conduziram

a profundidades na ordem dos 22,5 e 25,5 mm, respectivamente. Nas misturas de maior

compacidade (relação a/c = 0,35) as profundidades de carbonatação foram inferiores, traduzindo-se

em apenas 1,5, 7,0 e 11,0 mm, nos BN, BL (Figura 4.53) e BAFL, respectivamente. Os maiores

valores nos betões leves foram já explicados anteriormente. De acordo com os valores obtidos, é

possível concluir que o tipo de agregado tem influência na resistência à carbonatação dos betões. De

facto, a porosidade encontrada na bagacina permite que a difusão de CO2 se faça mais facilmente,

contribuindo para uma maior evolução da frente de carbonatação. Este facto corrobora o referido no

a) b)

4.49

EuroLightCon R18 (2000), que conclui que, devido à porosidade dos BEAL, é esperado que a

profundidade de carbonatação seja superior face aos BN.

Figura 4.50 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,56.

Figura 4.51 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,35.

Tal como seria de esperar, a inclusão de agregados finos leves em substituição de areias

normais provoca uma diminuição na resistência à carbonatação, pois o aumento da porosidade da

pasta faz com que a permeabilidade da pasta seja mais elevada. Assas (2012) obteve constatações

idênticas quando procedeu à substituição da areia de massa volúmica normal por areia leve em

betões de agregados grossos de pedra-pomes. Bogas (2011) verificou também um aumento na

profundidade de carbonatação nos betões de maior porosidade. O autor salienta a irregularidade da

frente de carbonatação, observando maiores profundidades de carbonatação, sobretudo nas zonas

de maior densidade de partículas menos envolvidas pela pasta.

Como referido anteriormente, a qualidade da pasta tem uma enorme influência na resistência à

carbonatação. Assim, é expectável que a série de betões de menor compacidade conduza a

coeficiente de carbonatação superiores face aos obtidos para betões de maior compacidade. A

presença de uma argamassa de maior relação a/c e menos hidratada provoca um aumento da

porosidade aberta, conduzindo a uma maior participação dos agregados nas propriedades de

transporte.

0

5

10

15

20

25

30

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

did

ade

de

carb

on

ataç

ão (

mm

)

Tempo (dias)

BN56 BL56 BAFL56

0

2

4

6

8

10

12

0 20 40 60 80 100

Pro

fun

fid

ade

de

carb

on

ataç

ão (

mm

)

Tempo (dias)

BN35 BL35 BAFL35

4.50

Figura 4.52 - Evolução da frente de carbonatação

ao longo do tempo de ensaio na mistura BL56.

Figura 4.53 - Evolução da frente de carbonatação ao longo do

tempo de ensaio na mistura BL35.

Gündüz e Uğur (2004) obtiveram resultados idênticos aos alcançados na presente dissertação,

onde as menores relações a/c conduziram a valores aceitáveis de resistência à carbonatação em

betões de pedra-pomes, evidenciando a menor participação destes face a argamassas de menor

compacidade.

De forma a se ter uma ideia do comportamento real dos betões estudados foi admitido que os

coeficientes de carbonatação resultantes do ensaio acelerado, , relacionam-se com os

coeficientes em exposição natural de CO2, , através da expressão (4.8). Para tal, considerou-se

o valor da concentração de CO2 na atmosfera ( ) igual a 0,7x10-3

kg/m³ e o valor de concentração

na câmara de carbonatação ( ) de 90x10-3

kg/m³.

√

(4.8)

Embora de forma menos rigorosa, é possível estimar, através da expressão √ , a

que idade a frente de carbonatação nos betões alcança o nível das armaduras. No Quadro 4.23, é

apresentado como exemplo, uma estimativa do tempo necessário para que se atinjam espessuras de

carbonatação de 25 e 40 mm.

Quadro 4.23 - Estimativa do nº de anos até ao início da despassivação das armaduras.

É comum relacionar as diversas propriedades de transporte com a profundidade ou taxa de

carbonatação, de modo a se proceder de forma expedita à avaliação da qualidade e durabilidade de


25 114 44 32 8929 514 195

40 293 114 81 22857 1317 499

Estimativa do tempo associado a profundidades de carbonatação de 25 e 40 mmRecobrimento

(mm)

7

dias

28

dias

56

dias

90

dias

7

dias

28

dias

56

dias

90

dias

4.51

um betão (Kropp 1995). Desta forma, na Figura 4.54, apresenta-se a correlação entre o coeficiente de

carbonatação ( ) e o coeficiente de absorção de água aos 28 dias de idade.

Figura 4.54 - Relação entre os coeficientes de carbonatação e absorção capilar aos 28 dias de idade.

Como é possível verificar na Figura 4.54, existe uma boa correlação entre o coeficiente de

carbonatação e o coeficiente de absorção capilar. Conforme referido, ambas as propriedades

dependem da porosidade do betão, traduzida pela relação a/c da pasta e pela porosidade do

agregado.

Contudo, convém referir que, embora, aparentemente, as propriedades sejam correlacionáveis,

os mecanismos que regem ambos os fenómenos são diferentes. De referir ainda que tanto a

absorção capilar como a carbonatação foram fortemente influenciados pelas condições de ensaio,

nomeadamente pela presença de maior ou menor número de partículas porosas junto à superfície

dos espécimes, que facilitam o acesso às regiões internas do betão. Note-se ainda que, ao contrário

da absorção capilar, a taxa de carbonatação depende da capacidade de fixação de CO2 da pasta.

Na Figura 4.55, é apresentada a correlação entre a resistência média à compressão aos 28 dias

e o coeficiente de carbonatação dos betões produzidos no presente trabalho.

Figura 4.55 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de carbonatação.

É sabido que as propriedades mecânicas, entre elas a resistência à compressão, não traduzem

de forma rigorosa a qualidade dos betões em termos de durabilidade (Bogas 2011, Knopp 1995,

Holm 2000, Chandra 2003).

0

10

20

30

40

50

60

70

30 40 50 60 70 80

Kc1

(m

m/a

no⁰′⁵)

fcm,28 (MPa)

4.52

Porém, tal como observado por Bogas (2011), nota-se uma tendência para o decréscimo

aproximadamente exponencial da carbonatação em função da resistência à compressão. De facto, a

diminuição da qualidade da pasta e o aumento da porosidade nos agregados contribuem para a

diminuição da capacidade resistente dos betões. No entanto, à medida que se caminha para betões

de elevada resistência, a durabilidade é mais afectada pela qualidade da pasta, ao contrário do que

sucede na resistência à compressão que é mais afectada pela qualidade do agregado. Daí o

desempenho exponencial observado na Figura 4.55.

Na Figura 4.56, apresenta-se a relação entre a massa volúmica seca aos 28 dias e o coeficiente

de carbonatação das composições estudadas.

Figura 4.56 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de carbonatação.

É possível observar uma fraca correlação entre estas duas propriedades. Contudo, à semelhança

da relação entre a resistência à compressão e a taxa de carbonatação, existe um decréscimo do

coeficiente de carbonatação com o aumento da massa volúmica nos betões que é aproximadamente

exponencial. Conforme referido, para além do tipo de agregado, a relação a/c que tem uma menor

influência na massa volúmica, assume um papel preponderante na durabilidade dos betões.

4.4.7 Resistência à penetração de cloretos

No presente subcapítulo, é caracterizada a penetração de cloretos nos betões estudados na

campanha experimental, onde é analisada a influência do tipo de agregado, comportamento relativo

dos BEAL face aos BN e influência da relação a/c.

O ingresso de cloretos no betão depende do coeficiente de difusão do agregado, pasta e zona de

interface agregado-pasta. Deste modo, à semelhança da carbonatação e da absorção capilar, a

difusão de cloretos vai depender da qualidade da pasta e da maior ou menor acessibilidade à maior

porosidade dos agregados. Assim, argamassas com baixas relações a/c e elevado grau de

hidratação associadas a matrizes de menor permeabilidade devem conduzir a menores coeficientes

de difusão. Outro factor importante para a difusão de iões é o teor de humidade na pasta e nos

agregados, já que o fenómeno de difusão torna-se importante apenas em meios contínuos em que os

poros estejam preenchidos por água. Logo, é de esperar que a participação do agregado seja mais

efectiva nos casos em que a pasta apresenta menor compacidade e a humidade nos agregados é

próxima da saturação.

4.53

No Quadro 4.24 e Figura 4.57, são apresentados os valores médios dos coeficientes de difusão

de cloretos obtidos para os betões formulados na presente dissertação. No mesmo quadro são ainda

apresentados os coeficientes de variação (Cv) associados aos valores de difusão.

Quadro 4.24 - Coeficientes médios de difusão de cloretos, aos 28 dias, dos betões estudados.

Figura 4.57 - Coeficientes de difusão médios dos betões formulados.

Ao analisar o Quadro 4.24 e a Figura 4.57, é possível verificar um aumento no coeficiente de

difusão com o aumento da percentagem de agregados leves nos betões, tanto em misturas de menor

como de maior compacidade. Para os BEAL de baixa compacidade (a/c = 0,56) constatam-se

acréscimos na difusão de cerca de 4 e 35% no BL e BAFL face ao BN, respectivamente. Na série de

misturas de maior compacidade (a/c = 0,35) verificam-se acréscimos na ordem dos 33 e 36% na

sequência de betões acima referidos. Ou seja, ao contrário do que seria de esperar, verifica-se que a

diferença entre os BEAL e os BN tende a ser superior nos betões de maior compacidade.

Importa referir que, devido ao procedimento de ensaio, os provetes a ensaiar foram embebidos

numa solução de hidróxido de cálcio e, desta forma, é de esperar que os espécimes se encontrem

próximo da saturação. Assim, este procedimento facilita a saturação dos agregados, tornando-os

disponíveis para o estabelecimento de pontes de difusão mais porosas. Porém, em situações reais,

de elementos não submersos, em que os betões são sujeitos a um determinado período de secagem,

os agregados tendem a perder rapidamente o seu teor em água para a pasta.

Ainda assim, constata-se que os valores de difusão nos BN56 e BL56 são muito próximos. A

justificação pode estar associada à melhor interface agregado-pasta, pois a estrutura porosa dos AL

permite que se criem zonas de maior compacidade, reduzindo a permeabilidade do betão. Uma vez

que a compacidade da pasta é a mesma no BN e no BL e os AL estão isolados pela pasta e por

zonas de interface de melhor qualidade, seria de esperar que as diferenças de difusão fossem menos

Cv

(%)

BN 56 16,7 1,5%

BL 56 17,4 4,0%

BAFL 56 25,6 4,9%

BN 35 7,5 20,1%

BL 35 11,3 4,1%

BAFL 35 11,8 7,6%

ComposiçãoDcl

(x10¯¹² m²/s)

16,7 17,4

25,6

7,5

11,3 11,8

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0


Dcl

(x1

0¯¹

² m

²/s)

4.54

distintas. Contudo, estabelecendo-se o acesso às partículas de AL mais porosas, é normal que a

difusão seja superior.

Porém, verifica-se um aumento de 35% no coeficiente de difusão da mistura com areia leves

(BAFL56). De facto, a substituição da areia fina normal pelo pó de bagacina vem aumentar a

porosidade da pasta e, por conseguinte, o aumento da permeabilidade. Assas (2012) obteve

resultados idênticos ao substituir agregados finos de densidade normal por finos de pedra-pomes,

reportando acréscimos no coeficiente de difusão de 4 para 12 x10-¹² m²/s quando procedeu à

substituição de 50% da areia normal por pedra-pomes.

Tal como esperado, os coeficientes de difusão foram significativamente inferiores nas misturas

de maior compacidade (a/c = 0,35). De facto, baixas relações a/c conduzem a pastas menos porosas

e, como tal, a menores difusibilidades. Porém, verifica-se uma diferença mais elevada no coeficiente

de difusão entre os BN e os BEAL, que seria à partida menos expectável, dado que a maior

compacidade da pasta deveria ter um efeito de protecção sobre os agregados leves.

Por sua vez, ao contrário do sucedido nas composições de a/c = 0,56, as composições leves

BL35 e BAFL35 apresentaram valores idênticos de difusão. Mais uma vez, seria expectável que os

betões com agregados grossos e finos leves facilitassem mais a difusão dos iões cloretos para o

interior dos espécimes, contribuindo para um maior aumento do coeficiente de difusão.

Uma possível justificação para os fenómenos ocorridos pode ser novamente atribuída aos efeitos

de maior absorção e permeabilidade superficial resultante do ensaio de penetração ser realizado

sobre espécimes previamente seccionados. No betão de maior a/c, a profundidade de penetração é

elevada e assim a influência da maior porosidade dos agregados na superfície dos espécimes é

diluída. Porém, a penetração na mistura de maior compacidade foi mais reduzida, e os efeitos de

superfície assumiram maior relevância. De facto, não se pode desprezar o aumento considerável de

área de contacto directo dos agregados seccionados da superfície com a solução de cloretos,

permitindo um aumento extra de permeabilidade nos primeiros 5 - 10 mm de espessura do espécime.

Note-se que, a tendência verificada neste ensaio foi semelhante à observada na absorção capilar.

Independentemente da influência do efeito de superfície, mais uma vez, os resultados obtidos para a

mistura BL35 levam a suspeitar que este betão tenha sido produzido com um a/c efectivo superior.

Assim, nos betões de maior compacidade, o coeficiente de difusão foi aparentemente bastante

superior nos BEAL.

Vários autores têm procurado relacionar as propriedades da estrutura porosa com a penetração

de cloretos nos betões, de modo a que de uma maneira expedita se avalie a durabilidade nos betões

(Nilsson e Luping 1995, Bentz et al. 1999). Desta forma, na Figura 4.58, apresenta-se a correlação

entre o coeficiente de difusão ( ) e o coeficiente de absorção capilar aos 28 dias de idade.

À semelhança do constatado por Bogas (2011), é possível verificar uma boa correlação, superior

a 0,95, entre os coeficientes de difusão e de absorção. De referir que as duas propriedades regem-se

segundo mecanismos de penetração diferentes. Contudo, o sistema de poros envolvido por ambos os

mecanismos é o mesmo, embora a difusão de iões seja menos afectada pela dimensão dos poros do

que a absorção capilar.

4.55

Figura 4.58 - Relação entre os coeficientes de difusão e absorção capilar aos 28 dias de idade.

A elevada correlação entre as propriedades está igualmente relacionada com o facto de ambos

terem sido igualmente influenciados pelos efeitos de superfície já mencionados.

Na Figura 4.59, é apresentada a correlação entre a resistência média à compressão aos 28 dias

e o coeficiente de difusão de cloretos dos betões analisados no presente trabalho.

Figura 4.59 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de difusão.

Verifica-se que, para o mesmo tipo de agregados e variando apenas a relação a/c dos betões,

existe uma boa correlação entre as duas propriedades. Verifica-se que existe uma tendência para o

coeficiente de difusão diminuir de forma exponencial com o aumento da resistência à compressão.

Tal como referido para as outras propriedades de durabilidade analisadas no presente estudo, a

qualidade da pasta assume maior relevância na durabilidade do que na resistência à compressão,

pois, a partir de um dado nível de resistência, esta última propriedade é usualmente governada pelas

características do agregado.

Na Figura 4.60, é apresentada a relação entre a massa volúmica seca aos 28 dias e o coeficiente

de difusão das composições estudadas.

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

30 40 50 60 70 80

Dcl

(x1

0¯¹

² m

²/s)

fcm,28 (MPa)

4.56

Figura 4.60 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de difusão.

À semelhança do referido para a resistência à carbonatação, existe uma fraca correlação entre o

coeficiente de difusão e a massa volúmica seca aos 28 dias. Estes resultados permitem concluir que

a porosidade dos agregados não assume a mesma importância nas duas propriedades, pois a massa

volúmica é essencialmente governada pelas características dos agregados e a difusão é mais

condicionada pelas características da pasta. Verifica-se, inclusivamente, que é possível produzir

betões com coeficientes de difusão bastante diferentes sem alterar significativamente o valor da

massa volúmica.

5.1

Capítulo 5 Conclusões

5.1 Considerações finais

O presente trabalho consistiu no estudo das principais propriedades físicas, mecânicas e de

durabilidade de betões estruturais produzidos com agregados de escórias vulcânicas (bagacina)

provenientes dos Açores, tendo como referência betões com agregados normais de idêntica

composição.

No presente ponto é apresentado um resumo das principais conclusões referente à análise dos

resultados obtidos durante a fase experimental, com especial ênfase para as características dos AL

de bagacina, comportamento físico e mecânico dos betões produzidos com bagacina e respectivo

desempenho em termos de durabilidade. Finalmente, são apresentadas algumas propostas de

desenvolvimento futuro com vista a consolidar o conhecimento no domínio dos betões produzidos

com agregados de bagacina.

5.2 Conclusões gerais

O presente subcapítulo encontra-se organizado em três partes. Em primeiro lugar, são

abordadas as propriedades relativas aos agregados de escória vulcânica proveniente dos Açores. De

seguida, apresentam-se as conclusões relativas ao comportamento dos betões no estado fresco. Por

último, são referidas as principais conclusões obtidas no estudo de caracterização dos betões leves

de bagacina, no estado endurecido.

A massa volúmica dos agregados de bagacina é uma das propriedades mais relevantes deste

tipo de agregado, pois inclui o mesmo na classe de agregados capazes de produzir betões leves. A

massa volúmica seca da bagacina foi de 1556 kg/m3, apresentando uma redução face ao agregado

grosso corrente (brita 1) na ordem dos 41%. Por sua vez, o pó de bagacina registou uma massa

volúmica de 1963 kg/m3, correspondendo a uma diminuição de 24% face às areias naturais de massa

volúmica normal. A elevada redução verificada na massa volúmica tem origem na elevada porosidade

da estrutura dos agregados de bagacina. Os agregados de bagacina apresentam também maior

absorção de água do que os agregados normais, devido à sua maior porosidade aberta.

Em relação às propriedades geométricas, os agregados grossos de bagacina (AGE)

apresentam uma forma mais cúbica do que os agregados de massa volúmica normal (brita 1). De

facto, devido à sua estrutura frágil, os AGE adquirem uma forma menos alongada quando são

submetidos aos processos de extracção e britagem.

A resistência ao esmagamento dos agregados de bagacina é relativamente baixa, tal como

sucede usualmente nos agregados deste tipo, com elevada porosidade. No entanto, o estudo dos

betões no estado endurecido demonstra que a capacidade resistente dos AGE no betão é fortemente

incrementada, possibilitando a produção de betões estruturais de moderada resistência.

Em relação às propriedades dos betões no estado fresco, é possível concluir que a

introdução de bagacina nas misturas não afecta de forma significativa a trabalhabilidade dos betões,

resultando em valores semelhantes aos obtidos no betão corrente. Eventuais diferenças de

5.2

trabalhabilidade observadas nos BEAL estão relacionadas com a dependência do ensaio de

abaixamento da massa volúmica do betão e a maior sensibilidade dos BEAL a pequenas variações

do volume e das características da pasta.

A incorporação de bagacina conduziu a reduções de massa volúmica fresca na ordem dos 14

e 15% nos BL e BAFL respectivamente, em relação aos betões normais de idêntica composição. As

reduções registadas estão relacionadas com a menor massa volúmica dos agregados de escória

incorporados nas misturas, sendo superiores nos BAFL, onde adicionalmente parte da areia de

massa volúmica normal é substituída por pó de bagacina.

Os betões de bagacina produzidos no presente estudo apresentaram massa volúmica seca

inferior a 2000 kg/m³, inserindo-se nas classes D1.8 - D2.0 segundo a EN 206-9 (2010). Assim,

conclui-se que é possível produzir betões leves com este tipo de agregado. Verificou-se uma redução

na massa volúmica seca, aos 28 dias, na ordem dos 18 e 23%, nos BL e BAFL respectivamente, face

aos betões correntes de idêntica composição.

Em geral, a incorporação de bagacina conduziu à diminuição da resistência à compressão,

resistência à tração e módulo de elasticidade dos betões.

Tendo em conta as composições consideradas no presente trabalho, foi possível produzir

betões de características estruturais com agregados de bagacina, que se inserem nas classes de

resistência LC30/33 a LC40/44, segundo a EN 206-9 (2010). Face aos betões normais, ocorreu uma

redução na ordem dos 19 e 27%, no caso dos BL e BAFL, respectivamente. A redução obtida resulta

da menor capacidade resistente e menor rigidez dos agregados de bagacina face aos agregados de

massa volúmica normal.

Foi efectuado um estudo detalhado do comportamento dos betões produzidos com bagacina,

tendo-se concluído que: até resistências na ordem dos 36 MPa, os BEAL apresentam um

comportamento semelhante ao dos BN, evidenciando melhores níveis de eficiência estrutural dado

que permitem a redução da massa volúmica sem prejudicar de forma significativa a resistência

mecânica; para níveis de resistência entre 36 e 50 MPa, os BEAL proporcionam soluções

competitivas com relações resistência/massa volúmica idênticas às dos betões correntes, podendo

participar em soluções estruturais, onde o nível de resistência e a carga permanente sejam ambas

importantes para o dimensionamento; para resistências próximas ou superiores ao patamar de

resistência (≈ 50 MPa), a redução de resistência nos BEAL não é compensada pela redução do seu

próprio peso, atingindo-se soluções estruturais pouco eficientes e menos competitivas. Neste último

caso, a consideração deste tipo de betões apenas se justifica em situações onde a massa volúmica

e/ou durabilidade sejam critérios condicionantes no dimensionamento. Foi ainda verificada a

expressão sugerida pela NP EN 1992-1-1 (2010) referente aos coeficientes de endurecimento nas

curvas de evolução da resistência à compressão, tendo-se constatado a sua adequabilidade à

evolução da resistência apresentada pelos betões com bagacina.

A resistência à tracção por compressão diametral dos betões produzidos com agregados de

bagacina foi sempre superior ao mínimo recomendado na ASTMC330 para betões leves com

características estruturais. Verificou-se uma maior redução na resistência à tração face à observada

na resistência à compressão, correspondendo a cerca de 15 e 31% nos betões com AGE face aos

5.3

betões comuns de igual composição, tendo em consideração pastas de menor e maior compacidade,

respectivamente. Nos betões com incorporação de pó de bagacina, essas reduções foram de 31 e

42%, respectivamente. Apesar dos BEAL apresentarem zonas de interface de melhor qualidade, a

fraca capacidade resistente do agregado limita o aumento da resistência à tração. Assim, à

semelhança do sucedido na resistência à compressão, a bagacina limita a capacidade resistente do

betão a um patamar de resistência onde o aumento da qualidade da pasta não incrementa de forma

significativa a resistência à tracção dos betões. Verifica-se ainda que a resistência à tracção a partir

da qual os BEAL apresentam menor eficiência estrutural é inferior ao que se observa na resistência à

compressão. Foi ainda verificado que a expressão que relaciona a resistência à compressão com a

resistência à tracção, sugerida na NP EN 1992-1-1 (2010), conduz a estimativas conservativas de até

23% na determinação da resistência à tracção dos betões com agregados de bagacina, revelando-se

mais apropriada para betões de menor relação a/c.

A incorporação de AGE nos betões conduziu a reduções no módulo de elasticidade de 32 e

39% face aos betões normais, tendo em conta as misturas de baixa e elevada compacidade,

respectivamente. A incorporação de areias leves conduziu a uma redução adicional no módulo de

elasticidade de 5 e 15%, respectivamente. Isso justifica-se, pois os agregados de bagacina

apresentam menor rigidez face aos AN. Existe ainda um aumento de incompatibilidade elástica entre

os agregados e a pasta com o incremento da qualidade da pasta, ou seja, maior o nível de resistência

do betão. Importa também referir que, enquanto os agregados dos betões correntes afectam

favoravelmente a rigidez do betão, o mesmo não sucede, pelo menos de forma significativa, na

resistência. As reduções observadas estão de acordo com o reportado por outros autores, tendo em

conta betões produzidos com agregados leves. Foi ainda concluído que a expressão que relaciona o

módulo de elasticidade com a resistência à compressão dos betões, sugerida na NP EN 1992-1-1

(2010), conduz a estimativas conservativas do módulo de elasticidade nos betões com agregados de

bagacina, inferiores a 15%.

Tal como esperado, os BEAL com agregados de bagacina apresentam retracções a longo

prazo superiores às dos betões correntes. A incorporação de agregados de bagacina, associados a

menor rigidez, foi responsável por incrementos de até 30% na retracção total. No entanto, em idades

iniciais, a maior deformabilidade da bagacina foi compensada pela cura interna proporcionada pelos

agregados, permitindo o retardamento da retracção. Desta forma, a retracção inicial nos BEAL com

bagacina foi inferior à dos betões normais. Foi ainda verificado que a curva de evolução da retracção

sugerida na NP EN 1992-1-1 (2010) sobrestima em demasia a retracção total nos betões com

bagacina, não se revelando adequada para este tipo de betões, nomeadamente no que se refere à

retracção em idades jovens.

Em termos de durabilidade, verificou-se uma redução geral do desempenho dos BEAL face

aos betões normais de igual composição. No entanto, apesar da redução observada, os BEAL foram

capazes de evidenciar durabilidades bastante satisfatórias, nomeadamente quando se consideraram

as misturas de elevada compacidade.

O coeficiente de absorção aumentou com o aumento da percentagem de agregados de

bagacina na mistura, atingindo incrementos de até 68 e 96% nos BL e BAFL, respectivamente.

5.4

Apesar de a qualidade da pasta ter maior influência no mecanismo de absorção de água e os BEAL

apresentarem melhor qualidade da zona da interface, a maior porosidade aberta e a ausência de

película externa nos agregados de bagacina foram condicionantes na absorção. A maior absorção

inicial proporcionada pelos agregados leves junto à secção do provete em contacto com a água teve

influência nos resultados obtidos. Contudo, tendo por base a classificação de Browne (1991), foi

possível produzir betões de elevada durabilidade quando se incorporaram pastas de elevada

compacidade.

Os BEAL com bagacina apresentaram naturalmente menor resistência à carbonatação do

que os BN de idêntica composição. De facto, a maior porosidade dos agregados de bagacina facilita

a difusão de CO2 através do betão. Tal como seria de esperar, a introdução de areias leves (pó de

bagacina) nas misturas conduz a um aumento da porosidade da pasta, contribuindo para o aumento

da taxa de carbonatação. Contudo, nos betões com pastas de maior compacidade, a profundidade de

carbonatação nos betões correntes e nos BL foi semelhante até à idade de exposição de 28 dias,

dado que a elevada qualidade da pasta impediu que a frente de carbonatação atingisse o nível dos

agregados (primeiros 2-4 mm). Porém, assim que a frente de carbonatação atingiu os primeiros

agregados grossos de bagacina, a difusão de CO2 aumentou significativamente. Ainda assim, estima-

se, em média, que mesmo nos BL de menor compacidade podem ser necessários mais de 44 anos

para se atingirem 25 mm de profundidade de carbonatação. Por sua vez, nas misturas de maior

compacidade, a mesma profundidade poderá ser atingira após mais de 500 anos, demonstrando-se

que nesta situação a corrosão induzida por carbonatação não deverá ser um mecanismo de

degradação condicionante para a durabilidade dos BL.

No que diz respeito à penetração de cloretos, apesar de os resultados obtidos exigirem uma

análise futura mais cuidada, pode-se concluir que os BEAL com bagacina apresentaram pior

desempenho face aos betões de massa volúmica normal. Uma vez que a resistência à penetração de

cloretos está mais ligada à qualidade da pasta, seriam de esperar resultados mais idênticos nos dois

tipos de betões, com e sem incorporação de AGE. Porém, apenas nas misturas de menor

compacidade, isso foi constatado. A pré-saturação dos provetes, tornando acessível a difusão através

dos poros dos agregados, bem como os efeitos superficiais já referidos para a absorção capilar,

poderão ter contribuído para a maior penetração de cloretos observada nos BEAL face aos BN.

A redução do desempenho relativo dos betões com bagacina face aos betões normais, nas

misturas de maior compacidade, pode estar relacionada com uma eventual variação na relação a/c

efectiva dos BL durante a sua produção. Esta tendência é igualmente identificada na absorção capilar

e carbonatação. A incorporação adicional de pó de bagacina conduziu a aumentos de 53 e 57% no

coeficiente de difusão, o que pode afectar de forma importante a vida útil dos betões.

Conclui-se ainda que as propriedades de durabilidade dos BEAL com bagacina não se podem

relacionar com as propriedades mecânicas, dado que ambas são afectadas de forma diferente pela

pasta e pelo agregado. De facto, enquanto a durabilidade é maioritariamente condicionada pela

qualidade da pasta, as características mecânicas dependem essencialmente da capacidade

resistente do agregado.

5.5

Em resumo, no presente trabalho foi possível produzir betões estruturais com agregados de

bagacina, cuja eficiência estrutural pode ser superior à dos betões convencionais, dependendo do

nível de resistência pretendido. Em misturas com pastas de elevada qualidade foram atingidas

soluções com características mecânicas e de durabilidade suficientemente elevadas para permitir a

sua aplicação competitiva em soluções estruturais de moderada resistência, tornando viável a sua

utilização nas regiões autónomas dos Açores.

5.3 Propostas de desenvolvimento futuro

A realização e o desenvolvimento da presente dissertação permitiram atingir um nível de

conhecimento e de informação que outrora era escassa no que toca à utilização de betões com

agregados leves de escórias vulcânicas, mais propriamente agregados de bagacina. Contudo, o

presente estudo é apenas uma pequena abordagem que deve ser complementada com outros

trabalhos de investigação que visem um conhecimento mais profundo do comportamento destes

betões. Como tal, para uma maior confiança na utilização da bagacina na construção, são sugeridos

alguns temas de desenvolvimento futuro:

análise da resistência mecânica e durabilidade em betões com agregados de bagacina e

diferentes composições, nomeadamente tendo em conta outros níveis de compacidade

dos betões em relação aos analisados no presente trabalho;

caracterização de betões com agregados de bagacina em ambiente de exposição real;

estudo da influência das condições de cura no desempenho mecânico e de durabilidade

de betões com agregados de bagacina;

análise do comportamento ao fogo, exposição a atmosferas extremas, acção gelo-

degelo, entre outras propriedades de durabilidade, em betões produzidos com agregados

de bagacina;

análise de viabilidade económica da incorporação de agregados de bagacina em

substituição de agregados normais, tanto a nível regional como global;

estudo das características térmicas e acústicas de betões estruturais e não-estruturais

produzidos com agregados de bagacina;

estudo do comportamento mecânico e de durabilidade de betões com diferentes taxas de

substituição de agregado normal por agregado de bagacina;

quantificação e classificação mais rigorosa dos tipos e quantidades de bagacina a

explorar na Região Autónoma dos Açores.

6.1

Capítulo 6 Referências bibliográficas

ACI213R. "Guide for Structural Lightweight-Aggregate Concrete." American Concrete

Institute, Farmington Gills, 2003. 38p;

ACI318. "Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-08) and Commentary

(ACI 318R-08)." American Concrete Institute, Farmington Hills, 2009. 465p;

Ásgeirsson, P. “ ng lei ir: Landmannalaugar, órsm r , er ubrei arlindir, Svartár ot,

Sn fell, Lóns r fi, vítárnes, veravellir”,Mál og menning, Reykjvík”, 1994, Iceland;

Assas, M. “Transport and Mechanical Properties of Silica Fume Lightweight Aggregate

Concrete.” Life Science Journal, 9(1), 2012: pp 628-635;

ASTMC330. "Standard Specification for Lightweight Aggregates for Structural Concrete."

American Society for Testing & Materials (ASTM),Philadelphia, USA, 2004. 4p;

Bentz, Dale P., e Edward J. Garboczi. “Simulation studies of the effects of mineral admixtures

on the cement paste-aggregate interfacial zone.” ACI materials Journal, nº88-M57, 1991: pp

518-529;

Bogas, J. “Caracterização de betões estruturais com agregados leves de argila expandida”,

Dissertação de Doutoramento em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, 2011, Lisboa;

Browne, R.D. “Field investigations. Site & laboratory tests; maintenance, repair and

rehabilitation of concrete structures – CEEC.” Lisbon, June de 1991;

Cabaço, J. “Desempenho em termos de durabilidade de betões de agregados leves

provenientes da trituração de pisos de betão leve”, Dissertação de Mestrado em Engenharia

Civil, Instituto Superior Técnico, 2013, Lisboa;

Carvalho, N. “Caracterização e avaliação da durabilidade de produtos de construção

contendo bagacinas”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Faculdade de

Engenharia da Universidade do Porto, 2008, Porto;

CEB-FIP. “Model code for concrete structures”, 3rd

edition, 1978;

Chandra, Satish, e Leif Berntsson. Lightweight aggregate concrete. Science, Tevhnology and

applications. Noyes publications-Wiliam Andrew Publishing, USA, 2003;

Chen, H-J, T. Yen, e T-P. Lai. “A new proportion method of light-weight aggregate concrete

based on dividing strenght .” Internat. Symp. on structural lightweight aggregate concrete,20-

24 June . Sandefjord, Norway: Editors: I. Holand et al, 1995. pp 463-471;

Coutinho, A.Sousa. Fabrico e propriedades do betão. Vol. 1. Laboratório Nacional de

Engenharia Civil (LNEC), Lisboa, 1988;

EN206-9. “Concrete – part 9: Aditional rules for self-compacting concrete.” European

Committee for standardization CEN, English version, 2010. 27p;

EuroLightConR15. “Light Weight Aggregates.” European Union – Brite EuRam III, BE96-

3942/R15, 2000. 26p;

EuroLightConR2. “LWAC Material Properties, State-of-the-Art.” “European Union – Brite

EuRam III, BE96-3942/R2, December, 1998. 111p;

6.2

EuroLightConR3. “Chloride penetration into concrete with lightweight aggregates.” European

Union – Brite EuRam III, BE96-3942/R3, 1999. 120p;

Fraga, C. “Caracterização geotécnica de escórias vulcânicas”, Dissertação de Mestrado em

Engenharia Civil, Universidade Nova de Lisboa,1988, Lisboa;

Günduz, L., Uğur, İ. “The effects of different fine and coarse pumice aggregate/cement ratios

on the structural concrete properties without using any admixtures.” Science Direct, Cement

and Concrete Research 35, 2004: pp 1859-1864;

ammer, T.A., e E. A. ansen. “Water permeability of LWAC.” Second International

Symposium on structural lightweight aggregate concrete, 18-22 June. Kristiansand, Norway:

Editors: S. Helland et al, 2000. pp 562-573;

Holm, T. A., e T. W. Bremner. “State-of-the-art report on high-strength, high-durability

structural low-density concrete for applications in severe marine environments.” Us Army

corps of engineers. Structural Laboratory, ERDC/SL TR-00-3 , 2000. 104 p;

ossain, K. “Blended cement and lightweight concrete using scoria: mix design, strength,

durability and heat insulation characteristics.” International Journal of Physical Sciences, 1 (1),

2006: pp 005-016;

ossain, K., Ahmed, S., Lachemi, M. “Lightweight concrete incorporating pumice based

blended cement and aggregate: mechanical and durability characteristics.” Science Direct,

Construction and Building Materials 25, 2010: pp 1186-1195;

Kiliç, A., Atis, C., Teymen, A., Karahan, O., Ari, K. “The effects of scoria and pumice

aggregates on the strengths and unit weights of lightweight concrete.” Scientific Research and

Essay, 4(10), 2009: pp 961-965;

Kiliç, A., Duran, C., Yasar, E. Özcan, F. “High-strength lightweight concrete made with scoria

aggregate containing mineral admixtures.” Science Direct, Cement and Concrete Research,

33, 2003: pp 1595-1599;

Kropp, J., Hubert K. Hilsdorf, Horst Grube, Carmen Andrade, e Lars-Olof Nilsson. “Transport

mechanisms and definitions.” In Rilem Report 12 – Performance Criteria for Concrete

Durability, de Edited by J. Kropp and H. K. Hilsdorf, pp 4-14. State of the art report by rilem

technical committee TC 116-PCD, Performance of concrete as a criterion of its durability.

E&FN Spon, 1995;

Lima, J. “Comportamento ao fogo de betões produzidos com agregados de resíduos plásticos

seleccionados”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico,

2012, Lisboa;

Macdonald, A. Gordon. “Volcanoes”, Prentice all, Inc. Englewood Cliffs, New Jersey, 1982,

USA;

Marinas, J. “Geología aplicada a la Ingeniería Civil”, 2ª Edição, CIE Dossat 2000;

Marques Britas “Bagacina Encarnada, Britada 4/10 mm”, Marques Britas, 2013, Portugal;

Mehta, P. Kumar, e Paulo J.M. Monteiro. Concrete. Microestructure, properties and materials.

third edition, Mc Graw Hil, 2006;

Neville, A. M. “A.M. Properties of Concrete”, Fourth edition, Longman, 1995;

6.3

Newman, J.B. "Properties of structural lightweight aggregate concrete." In Structural

Lightweight Aggregate Concrete, by J.L.Clarke, pp 19-44. Chapman & Hall, 1993;

Nilsson, Lars-Olof, e Tang Luping. “Relations between different transport parameters” In Rilem

Report 12 - Performance Criteria for Concrete Durability, de Edited by J. Kropp and H. K.

Hilsdorf, pp 15-32. State of the art report by rilem technical committee TC 116-PCD,

Performance of concrete as a criterion of its durability.E&FN Spon, 1995;

Nunes, J. “Novos Conceitos em vulcanologia: Erupções, Produtos e Paisagens Vulcânicas”,

Genovas, nº 16, 2002: pp 6-9;

Owens, P.L. "Lightweight aggregates for structural concrete." In Structural Lightweight

Aggregate Concrete, by J.L.Clarke, pp 1-18. Chapman & Hall, 1993;

PAE. “Plano Sectorial de Ordenamento do território para as Actividades Extractivas da Região

Autónoma dos Açores”, Secretaria Regional dos Açores, Governo dos Açores, 2012;

Papale, P., Polacci, M. “Role of carbon dioxide in the dynamics of magma ascent in explosive

eruption”, Bulletin of Vulcanology, 60, 1990: pp 583-594;

Parhiz ar, T., Najimi, M., Pour horshidi, R. “Application of pumice aggregate in structural

lightweight concrete.” Asian Journal of Civil Engineering, 13 (1), 2011: pp 43-54;

Tarbuck, E., Lutgens, F. “Ciencias de la Tierra, Una introducción a la geologia física”,

8ªedição, Pearson Prentice Hall, 2004;

Thorarinsson, S. “Tefrokronologiska studier på Island : Þjórsárdalur och dess förödelse”,

Thesis (doctoral), Stockholms University, 1944, Suécia;

Topçu, İ. “Semi Ightweight concretes Produced by Volcanic slags”, Pergamon, Cement and

Concrete Research, 27 (1), 1996: pp 15-21;

Virlogeux, M. "Généralités sur les caractères des bétons légers", In Granulats et betons

legers-Bilan de dix ans de recherches, by M.Arnould et M.Virlogeux, pp 111-246. Presses de

l’école nationale des ponts et chaussées, 1986;

Yasar, E., Atis, C., Kiliç, A, Gulsen, . “Strenght properties of lightweight concrete made with

basaltic pumice and fly ash.” Science Direct, Materials Letters 57, 2003: pp 2267-2270;

Zbyszewski, G., D’Almeida,7 F., Ferreira, O. “Carta geológica de Portugal – Notícia explicativa

da folha A/B S. Miguel Açores”, Serviços Geológicos de Portugal, 1959, Lisboa.

Documentos normativos

LNEC E391 (1993) - Betões: determinação da resistência à carbonatação, Lisboa;

LNEC E393 (1993) - Betões: determinação da absorção da água por capilaridade, Lisboa;

LNEC E397 (1993) - Betões: Determinação do Módulo de Elasticidade em Compressão,

Lisboa;

LNEC E463 (2004) - Betões: Determinação do coeficiente de difusão dos cloretos por ensaio

de migração em regime não estacionário, Lisboa;

LNEC E398 (1993) - Betões: determinação da retracção e da expansão, Lisboa;

6.4

Nordtest NT Build 492 (1999) - Concrete, mortar and cement-based repair materials: Chloride

migration coefficient from non-steady-state migration experiments, Norway;

NPEN 1097-3 (2002) - Ensaios para determinação das propriedades mecânicas e físicas dos

agregados: método para determinação da massa volúmica e dos vazios, IPQ, Lisboa;

NPEN 1097-6 (2003) - Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados:

determinação da massa volúmica e da absorção de água, IPQ, Lisboa;

NPEN1097-5 (2002) - Ensaios para determinação das propriedades mecânicas e físicas dos

agregados – Parte 5: Determinação do teor em água por secagem em estufa ventilada,

Versão portuguesa da EN 1097-5:1999, IPQ, Lisboa;

NPEN 12350-2 (2002) - Ensaios do betão fresco: ensaio de abaixamento, IPQ, Lisboa;

NPEN 12350-6 (2002) - Ensaio do betão fresco: massa volúmica, IPQ, Lisboa.

NPEN 12390-3 (2003) - Ensaios do betão endurecido: resistência à compressão dos provetes

de ensaio, IPQ, Lisboa;

NPEN 12390-6 (2003) - Ensaios do betão endurecido: resistência à tracção por compressão

diametral dos provetes de ensaio, IPQ, Lisboa.

NPEN12390-7 (2003) - Ensaios do betão endurecido. Parte 7: Massa volúmica do betão

endurecido, Versão portuguesa da EN 12390-7:2003, IPQ, Lisboa;

NP EN 13055-1 (2002) - Agregados leves - Parte 1: Agregados leves para betão, argamassa,

IPQ, Lisboa;

NP EN 1992-1-1 (2010) - Eurocódigo 2 – Projecto de estruturas de betão, Parte 1-1: Regras

gerais e regras para edifícios, IPQ, Lisboa;

NP EN 206-1 (2007) - Betão. Parte 1: Especificação, desempenho, produção e conformidade,

IPQ, Lisboa;

NP EN 933-1 (2000) - Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: análise

granulométrica. Método de peneiração, IPQ, Lisboa;

NP EN 933-2 (1999) - Ensaios para a determinação das características geométricas dos

agregados: determinação da distribuição granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão

nominal das aberturas, IPQ, Lisboa;

NP EN 933-4 (2002) - Ensaios das propriedades geométricas dos agregados: determinação

da forma das partículas. Índice de forma, IPQ, Lisboa.

Anexos

A

Anexo I Carta geológica da ilha de S. Miguel (Serviços

Geológicos de Portugal)

B

Anexo I Ficha técnica - Cimento Portland

D

Anexo II Ficha técnica - Superplastificante

F

Anexo III Agregados vistos em microscópio

Bago arroz Areia grossa

Areia fina Pó de bagacina

G

Anexo IV Análise granulométrica

Retida Passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

16 0,0 0,00 0,00 100,00

12,5 79,3 2,64 2,64 97,36

11,2 301,0 10,03 12,67 87,33

8 1348,0 44,91 57,58 42,42

4 1230,7 41,00 98,58 1,42

2 11,4 0,38 98,96 1,04

1 3,9 0,13 99,87 0,13

0,5 0,0 0,00 100,00 0,00

0,25 0,0 0,00 100,00 0,00

0,125 0,0 0,00 100,00 0,00

0,063 0,0 0,00 100,00 0,00

Refugo 27,4 0,91 - -

Total 3001,7

Massa acumuladaMassa retida Peneiro

Brita 1

M.F. = 6,1

Retida Passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

16 0,0 0,00 0,00 100,00

12,5 0,0 0,00 0,00 100,00

11,2 0,0 0,00 0,00 100,00

8 6,2 0,20 0,20 99,80

4 2121,3 69,12 69,32 30,68

2 809,0 26,36 95,68 4,32

1 90,7 2,96 98,64 1,36

0,5 19,0 0,62 99,26 0,74

0,25 12,4 0,40 99,66 0,34

0,125 0,0 0,00 100,00 0,00

0,063 0,0 0,00 100,00 0,00

Refugo 10,4 0,34 - -

Total 3069

Bago Arroz

Peneiro Massa retida Massa acumulada

M.F. = 5,6

Retida Passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

16 0,0 0,00 0,00 100,00

12,5 0,0 0,00 0,00 100,00

11,2 0,0 0,00 0,00 100,00

8 0,0 0,00 0,00 100,00

4 28,3 2,58 2,58 97,42

2 147,8 13,47 16,05 83,95

1 370,9 33,80 49,85 50,15

0,5 417,1 38,01 87,87 12,13

0,25 106,3 9,69 97,56 2,44

0,125 21,1 1,92 99,48 0,52

0,063 3,7 0,34 99,82 0,18

Refugo 2,0 0,18 - -

Total 1097,2

Areia Grossa


M.F. = 3,5

Retida Passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

16 0,0 0,00 0,00 100,00

12,5 0,0 0,00 0,00 100,00

11,2 0,0 0,00 0,00 100,00

8 0,0 0,00 0,00 100,00

4 3,5 0,27 0,27 99,73

2 6,2 0,48 0,75 99,25

1 7,2 0,56 1,31 98,69

0,5 99,5 7,68 8,99 91,01

0,25 1061,6 81,99 90,98 9,02

0,125 113,2 8,74 99,72 0,28

0,063 2,6 0,20 99,92 0,08

Refugo 1,0 0,08 - -

Total 1294,8

Areia Fina


M.F. = 2,0

H

Anexo V Massa volúmica e absorção de água

Anexo VI Baridade e volume de vazios

Anexo VII Índice de forma

Retida Passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

16 0 0,00 0,00 100,00

12,5 20,9 10,04 0,67 99,33

11,2 167 80,25 5,99 94,01

8 1193,6 573,57 44,03 55,97

4 1413,4 679,19 89,08 10,92

2 83,9 40,32 91,76 8,24

1 11,4 5,48 92,12 7,88

0,5 11,1 5,33 92,47 7,53

0,25 28 13,46 93,37 6,63

0,125 0 0,00 93,37 6,63

0,063 0 0,00 93,37 6,63

Refugo 208,1 100,00 - -

Total 3137,4

Bagacina


M.F. = 6,0

Retida Passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

16 0,0 0,00 0,00 100,00

12,5 0,0 0,00 0,00 100,00

11,2 0,0 0,00 0,00 100,00

8 2,5 0,20 0,20 99,80

4 97,6 7,67 7,87 92,13

2 381,9 30,03 37,90 62,10

1 293,4 23,07 60,96 39,04

0,5 204,3 16,06 77,03 22,97

0,25 113,4 8,92 85,94 14,06

0,125 66,8 5,25 91,19 8,81

0,063 51,1 4,02 95,21 4,79

Refugo 60,9 4,79 - -

Total 1271,9

Pó de Bagacina


M.F. = 3,6

Brita 1 1639,5 6411,5 5387,6 1617,6 2718,5 2621,8 2657,3 1,35

Bago arroz 985,9 2210,9 1592,7 973,4 2734,3 2641,4 2675,3 1,28

Areia grossa 1077,6 2329,7 1667,2 1072,1 2611,6 2577,0 2590,2 0,51

Areia fina 1071,4 2257,6 1598,9 1069,0 2599,6 2584,5 2590,3 0,22

Bagacina 595,5 1858,4 1598,7 523,8 1978,9 1556,4 1769,4 13,69

Pó bagacina 818,2 2112,1 1598,8 813,5 2576,3 1962,5 2458,7 10,40

M3 (g)M2 (g)M1 (g)Agregado WA24 (%)ρssd

(kg/m³)ρrd (kg/m³)ρa (kg/m³)M4 (g)

Brita1 1858 3 5984,5 1375,6 47,5

Bago Arroz 1858 3 5968,4 1370,3 48,1

Areia grossa 1178 1 1519,2 1519,2 41,0

Areia fina 1178 1 1593,4 1593,4 38,3

Bagacina 1858 3 3973,7 705,4 54,7

Pó de bagacina 1178 1 1015,3 1015,3 48,3

ρMVA (kg/m³)M2 (g)Vol.

Recipiente (l)M1 (g)Agregado

Percentagem

de vazios (%)

I

Anexo VIII Massa volúmica no estado fresco

Peneiros ΣM1 ΣM2 IF

(mm) (g) (g) (%)

12,5 13,4 2,1

11,2 59,2 7,2

8 169,5 33,5

5,6 100 31,1

4 33,1 9,3

Brita 1

22,2

Peneiros ΣM1 ΣM2 IF

(mm) (g) (g) (%)

11,2 5,9 0,0

8 109,5 20,3

5,6 77,3 14,4

4 39,3 5,5

Bagacina

17,3

BN56 22922 22835 2288

BL 56 19745 19534 1964

BAFL 56 19443 19402 1942

BN 35 23285 23354 2332

BL 35 19993 20215 2010

BAFL 35 19767 19818 1979

MV fresca

(kg/m³)

Amostra 2

(g)

Amostra 1

(g)Composição

J

Anexo IX Resistência à compressão

Composição Provetes Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)

1 448,2 19,9

2 455,3 20,2

3 469,4 20,9

1 340,7 15,1

2 320,1 14,2

3 323,0 14,4

1 269,9 12,0

2 271,8 12,1

3 265,4 11,8

1 1067,0 47,4

2 1028,0 45,7

3 980,8 43,6

1 798,0 35,5

2 784,9 34,9

3 793,9 35,3

1 - -

2 - -

3 - -

-

35,2

45,6

BAFL 35

Resistência à compressão aos 1 dias

12,0

14,6

20,3BN 56

BL 56

BAFL 56

BN35

BL 35


1 742,8 33,0

2 717,5 31,9

3 688,6 30,6

1 511,3 22,7

2 505,0 22,4

3 515,1 22,9

1 445,5 19,8

2 420,3 18,7

3 406,4 18,1

1 1397,0 62,1

2 1203,0 53,5

3 1270,0 56,4

1 1088,0 48,4

2 1073,0 47,7

3 1055,0 46,9

1 - -

2 - -

3 - -

BN35 52,8

BL 35 47,3

BAFL 35 -


BN 56 28,4

BL 56 21,7

BAFL 56 32,9

K


1 776,1 34,5

2 778,1 34,6

3 791,6 35,2

1 625,8 27,8

2 629,3 28,0

3 661,2 29,4

1 573,6 25,5

2 543,4 24,2

3 548,7 24,4

1 1541,0 68,5

2 1414,0 62,8

3 1498,0 66,6

1 1171,0 52,0

2 1083,0 48,1

3 1104,0 49,1

1 1090,0 48,4

2 1067,0 47,4

3 1075,0 47,8

BAFL 35 47,9

BAFL 56 24,7

BN35 66,0

BL 35 49,7


BN 56 34,8

BL 56 28,4


1 1006,0 44,7

2 987,7 43,9

3 1031,0 45,8

4 1011,0 44,9

5 1021,0 45,4

1 822,1 36,5

2 843,7 37,5

3 810,1 36,0

4 821,2 36,5

5 839,6 37,3

1 736,6 32,7

2 744,8 33,1

3 741,3 32,9

4 758,0 33,7

5 758,8 33,7

1 1639,0 72,8

2 1641,0 72,9

3 1525,0 67,8

4 1592,0 70,8

5 1722,0 76,5

1 1287,0 57,2

2 1251,0 55,6

3 1259,0 56,0

4 1325,0 58,9

5 1344,0 59,7

1 1181,0 52,5

2 1152,0 51,2

3 1175,0 52,2

4 1176,0 52,3

5 1154,0 51,3

51,9

57,5

72,2


BAFL 35

BL 35

BN 35

BAFL 56

BL 56

BN 56

33,2

36,8

44,9

L


1 1153,0 51,2

2 1111,0 49,4

3 1125,0 50,0

1 936,3 41,6

2 904,9 40,2

3 909,5 40,4

1 789,4 35,1

2 862,0 38,3

3 832,9 37,0

1 1743,0 77,5

2 1808,0 80,4

3 1834,0 81,5

1 1289,0 57,3

2 1334,0 59,3

3 1305,0 58,0

1 - -

2 - -

3 - -

40,8

50,2


BN 56

BL 56

BAFL 56

BN35

BL 35

BAFL 35 -

58,2

79,8

36,8

Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa) Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)

1 390,4 17,4 1085,0 48,2

2 389,5 17,3 977,8 43,5

3 384,8 17,1 1200,0 53,3

1 576,6 25,6 1337,0 59,4

2 559,9 24,9 1224,0 54,4

3 590,6 26,2 1121,0 49,8

1 748,9 33,3 1456,0 64,7

2 737,4 32,8 1456,0 64,7

3 719,8 32,0 1405,0 62,4

1 845,0 37,6 1470,0 65,3

2 913,8 40,6 1510,0 67,1

3 881,2 39,2 1504,0 66,8

4 870,6 38,7 1404,0 62,4

5 908,1 40,4 1461,0 64,9

1 1027,0 45,6 1676,0 74,5

2 1072,0 47,6 1668,0 74,1

3 1083,0 48,1 1625,0 72,2

32,7

39,3

47,1 73,6

65,3

64,0

90

28

7

3

1

Idade (dias)Arg 56 Arg 35

Provetes

25,6 54,5

48,317,3

M

Anexo X Resistência à tracção por compressão diametral

Anexo XI Módulo de elasticidade

Composição Provetes Carga (KN) fct (Mpa) fctm (Mpa)

1 290,3 4,1

2 259,0 3,7

3 280,7 4,0

1 220,8 3,1

2 235,7 3,3

3 237,5 3,4

1 196,7 2,8

2 184,7 2,6

3 185,8 2,6

1 381,0 5,4

2 400,7 5,7

3 427,6 6,0

1 302,6 4,3

2 280,0 4,0

3 252,9 3,6

1 230,0 3,3

2 237,2 3,4

3 - -

BL 35

BAFL 35 3,3

3,9

5,7

Resistência à tracção por compressão diametral (28 dias)

BN 56

BL 56

BAFL 56

BN35

2,7

3,3

3,9

Composição Provetes Ec (Gpa) Ecm (Gpa)

1 35,14

2 35,65

1 22,49

2 20,97

1 20,37

2 19,53

1 46,43

2 45,87

1 32,45

2 30,53

1 24,38

2 24,38BAFL 35

BL 35

BN 35

BAFL 56

BL 56

BN 56

Módulo de elasticidade (28 dias)

24,38

31,49

46,15

19,95

21,73

35,395

N

Anexo XII Massa volúmica no estado endurecido

Anexo XIII Retracção

1 2346,8 1345,8 0,001003 2339,8

2 2361,9 1356,1 0,001008 2343,6

1 2014,4 1014,3 0,001008 1997,8

2 2020,8 1018,5 0,001012 1997,8

1 1965,8 976,3 0,001002 1961,7

2 1948,9 970,9 0,001004 1940,5

1 2447,5 1441,2 0,000991 2470,0

2 2456,3 1446,8 0,001002 2450,4

1 2030,7 1041,8 0,000991 2048,1

2 2050,2 1049,8 0,000980 2092,1

1 1984,5 1000,9 0,000986 2013,6

2 2022,9 1021,8 0,001003 2016,6

BL 35

BN 35

BAFL 56

BL 56

BN 56

Massa ao

ar (g)ProvetesComposição

17882015

19032070

22932460

16511951

17621998

21512342

BAFL 35

Massa volúmica

seca (kg/m³)

Massa volúmica

média 28 dias (kg/m³)

Massa volúmica

28 dias (kg/m³)

Volume

(m³)

Massa

água (g)

1 2 Retracção 1 2 Retracção 1 2 Retracção

1 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00

2 -060E-06 -035E-06 -048E-06 -008E-06 -038E-06 -023E-06 -063E-06 -043E-06 -053E-06

3 -095E-06 -065E-06 -080E-06 -038E-06 -038E-06 -038E-06 -075E-06 -043E-06 -059E-06

4 -115E-06 -083E-06 -099E-06 -038E-06 -045E-06 -041E-06 -080E-06 -055E-06 -068E-06

5 -130E-06 -108E-06 -119E-06 -055E-06 -055E-06 -055E-06 -078E-06 -058E-06 -068E-06

6 -135E-06 -098E-06 -116E-06 -060E-06 -065E-06 -063E-06 -093E-06 -060E-06 -076E-06

7 -158E-06 -138E-06 -148E-06 -068E-06 -070E-06 -069E-06 -108E-06 -090E-06 -099E-06

8 -163E-06 -138E-06 -150E-06 -080E-06 -073E-06 -076E-06 -123E-06 -103E-06 -113E-06

10 -180E-06 -160E-06 -170E-06 -100E-06 -098E-06 -099E-06 -155E-06 -125E-06 -140E-06

12 -193E-06 -183E-06 -188E-06 -125E-06 -130E-06 -128E-06 -170E-06 -140E-06 -155E-06

14 -210E-06 -193E-06 -201E-06 -155E-06 -158E-06 -156E-06 -185E-06 -158E-06 -171E-06

16 -230E-06 -215E-06 -223E-06 -163E-06 -173E-06 -168E-06 -195E-06 -180E-06 -188E-06

19 -255E-06 -233E-06 -244E-06 -178E-06 -188E-06 -183E-06 -205E-06 -195E-06 -200E-06

22 -263E-06 -248E-06 -255E-06 -198E-06 -208E-06 -203E-06 -225E-06 -215E-06 -220E-06

25 -288E-06 -273E-06 -280E-06 -215E-06 -225E-06 -220E-06 -238E-06 -240E-06 -239E-06

28 -303E-06 -293E-06 -298E-06 -235E-06 -240E-06 -238E-06 -260E-06 -260E-06 -260E-06

57 -355E-06 -355E-06 -355E-06 -375E-06 -365E-06 -370E-06 -410E-06 -425E-06 -418E-06

64 -368E-06 -380E-06 -374E-06 -400E-06 -408E-06 -404E-06 -450E-06 -458E-06 -454E-06

91 -400E-06 -435E-06 -418E-06 -450E-06 -465E-06 -458E-06 -513E-06 -515E-06 -514E-06

Idade

(dias)

BAFL 56BL 56BN 56

O

Anexo XIV Absorção capilar

1 2 Retracção 1 2 Retracção 1 2 Retracção

1 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00

2 -085E-06 -040E-06 -063E-06 -040E-06 -088E-06 -064E-06 -078E-06 -090E-06 -084E-06

3 -098E-06 -068E-06 -083E-06 -045E-06 -088E-06 -066E-06 -110E-06 -090E-06 -100E-06

4 -113E-06 -070E-06 -091E-06 -068E-06 -108E-06 -088E-06 -135E-06 -110E-06 -123E-06

5 -108E-06 -073E-06 -090E-06 -080E-06 -120E-06 -100E-06 -155E-06 -130E-06 -143E-06

6 -140E-06 -110E-06 -125E-06 -083E-06 -128E-06 -105E-06 -168E-06 -145E-06 -156E-06

7 -145E-06 -135E-06 -140E-06 -093E-06 -143E-06 -118E-06 -173E-06 -155E-06 -164E-06

8 -160E-06 -145E-06 -153E-06 -113E-06 -158E-06 -135E-06 -183E-06 -168E-06 -175E-06

10 -173E-06 -145E-06 -159E-06 -135E-06 -168E-06 -151E-06 -175E-06 -165E-06 -170E-06

12 -198E-06 -163E-06 -180E-06 -165E-06 -195E-06 -180E-06 -190E-06 -175E-06 -183E-06

14 -213E-06 -178E-06 -195E-06 -193E-06 -208E-06 -200E-06 -198E-06 -188E-06 -193E-06

16 -245E-06 -200E-06 -223E-06 -203E-06 -220E-06 -211E-06 -213E-06 -193E-06 -203E-06

19 -263E-06 -215E-06 -239E-06 -215E-06 -238E-06 -226E-06 -228E-06 -208E-06 -218E-06

22 -275E-06 -225E-06 -250E-06 -240E-06 -255E-06 -248E-06 -253E-06 -223E-06 -238E-06

25 -298E-06 -250E-06 -274E-06 -255E-06 -268E-06 -261E-06 -270E-06 -240E-06 -255E-06

28 -310E-06 -273E-06 -291E-06 -275E-06 -285E-06 -280E-06 -285E-06 -255E-06 -270E-06

57 -380E-06 -330E-06 -355E-06 -425E-06 -430E-06 -428E-06 -438E-06 -338E-06 -388E-06

64 -388E-06 -345E-06 -366E-06 -443E-06 -450E-06 -446E-06 -450E-06 -355E-06 -403E-06

91 -410E-06 -358E-06 -384E-06 -495E-06 -505E-06 -500E-06 -460E-06 -440E-06 -450E-06

Idade

(dias)

BN 35 BL 35 BAFL 35

0 min 10 min 20 min 30 min 1h 2h 6h 24h 72h 10 min 20 min 30 min 1h 2h 6h 24h 72h

3943,0 3955,6 3959,7 3963,0 3969,7 3977,4 3995,3 4029,2 4062,9

3947,4 3959,3 3963,2 3966,3 3973,0 3981,4 4001,4 4045,9 4089,7

3818,0 3831,2 3835,7 3839,0 3846,5 3856,0 3877,2 3917,6 3959,7

3228,5 3250,1 3255,8 3260,1 3268,2 3278,2 3299,7 3341,4 3381,5

3225,9 3246,7 3252,7 3257,1 3266,0 3276,0 3297,7 3338,6 3369,4

3288,1 3310,5 3316,3 3320,7 3329,5 3341,0 3364,1 3408,5 3444,5

3311,4 3329,0 3334,7 3341,0 3351,1 3366,4 3399,0 3457,5 3505,2

3149,4 3169,3 3174,0 3180,0 3189,3 3204,5 3237,4 3294,6 3340,5

3105,3 3126,0 3130,9 3136,4 3144,9 3158,1 3187,4 3241,4 3285,3

4021,0 4026,3 4028,0 4029,2 4032,0 4035,2 4041,4 4052,6 4062,7

4048,0 4053,8 4055,7 4057,1 4059,8 4063,4 4071,0 4083,7 4094,6

4152,2 4157,7 4159,1 4160,3 4162,4 4165,2 4171,7 4183,8 4193,5

3351,2 3358,1 3360,4 3363,4 3366,8 3371,8 3382,0 3397,2 3408,9

3449,5 3457,1 3459,5 3461,7 3465,8 3471,2 3481,5 3497,6 3509,9

3553,4 3560,9 3563,2 3565,4 3569,2 3574,8 3585,2 3600,4 3610,9

3138,0 3149,1 3151,7 3154,2 3158,0 3163,2 3173,7 3189,1 3199,0

3433,9 3443,7 3447,2 3449,5 3453,3 3458,5 3468,6 3484,3 3495,3

3375,5 3387,1 3389,9 3392,3 3396,1 3401,3 3411,1 3424,9 3433,5

BN 56

ComposiçãoAbsorção (Kg/m²)

BAFL 35

BL 35

BN 35

BAFL 56

BL 56

3,07

2,882,291,80

Peso (g)

0,92

0,69

0,78

0,55

0,39 0,46

3,31

3,31

10,66

8,546,53

8,06

1,13 1,43 2,00 2,85 3,43

1,130,950,71

2,661,78

1,791,13

1,20

0,77

0,90

0,60

4,86

4,13

1,39 1,72 2,25

8,045,613,202,041,53

1,55

0,61

0,41

0,31

1,10

1,22

P

y = 0,1547x + 0,2964R² = 0,9981

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00

Ab

sorç

ão c

apila

r (g

/mm

²)

t½ (horas)

Coef. Abs. BN 56

y = 0,0502x + 0,1925R² = 0,9944

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00

Ab

sorç

ão c

apila

r (g

/mm

²)

t½ (horas)

Coef. Abs. BN 35

y = 0,1756x + 0,8569R² = 0,9937

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00

Ab

sorç

ão c

apila

r (g

/mm

²)

t½ (horas)

Coef. Abs. BL 56

y = 0,0838x + 0,2253R² = 0,9919

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00A

bso

rção

cap

ilar

(g/m

m²)

t½ (horas)

Coef. Abs. BL 35

y = 0,2372x + 0,3992R² = 0,9983

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00

Ab

sorç

ão c

apila

r (g

/mm

²)

t½ (horas)

Coef. Abs. BAFL 56

y = 0,0977x + 0,3643R² = 0,9962

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

0,00 5,00 10,00 15,00

Ab

sorç

ão c

apila

r (g

/mm

²)

t½ (horas)

Coef. Abs. BAFL 35

Q

Anexo XV Resistência à carbonatação


1,0 4,0 6,5 9,0 11,0

2,0 5,0 9,5 9,0 14,5

3,0 4,0 9,5 10,0 13,0

4,0 5,0 7,0 10,0 13,0

Média 4,6 7,9 10,0 12,9

1,0 6,0 11,5 17,0 22,5

2,0 7,0 10,0 15,0 22,5

3,0 7,0 11,0 17,5 22,5

4,0 7,0 10,0 15,0 21,5

Média 6,9 10,5 15,8 22,3

1,0 8,0 13,0 19,5 26,0

2,0 7,0 12,5 21,0 26,0

3,0 7,5 12,0 19,5 27,0

4,0 7,0 11,5 19,5 25,5

Média 7,2 12,1 20,1 25,7

1,0 0,5 1,0 1,0 1,5

2,0 0,5 1,0 1,0 1,2

3,0 0,5 1,0 1,0 1,5

4,0 0,5 1,0 1,0 1,7

Média 0,5 1,0 1,0 1,5

1,0 0,5 1,8 5,5 6,0

2,0 0,5 2,3 5,5 5,0

3,0 0,5 2,0 4,5 8,0

4,0 0,5 1,9 5,5 9,0

Média 0,5 2,0 5,3 7,0

1,0 1,0 2,5 10,0 10,5

2,0 1,0 3,0 9,5 10,5

3,0 1,0 2,5 10,0 11,5

4,0 1,0 3,0 9,0 11,5

Média 1,0 2,8 9,5 11,0

BN 56

Profundidade (mm)AmostraComposição

BAFL 35

BL 35

BN 35

BAFL 56

BL 56

R

y = 22,53x + 1,5161R² = 0,9951

y = 42,547x - 0,01R² = 0,9638

y = 53,069x - 1,029R² = 0,983

y = 2,5226x + 0,1778R² = 0,9033

y = 19,04x - 2,5058R² = 0,968

y = 30,711x - 3,9472R² = 0,9196

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55

Pro

fun

did

ade

de

car

bo

nat

ação

(m

m)

t½ (dias)

Coeficiente de carbonatação (linear)

BN 56 BL 56 BL2 56 BN 35 BL 35 BL2 35

y = 21,64x0,7834

R² = 0,996

y = 37,47x0,8877

R² = 0,9564

y = 49,872x1,0057

R² = 0,9781

y = 2,4538x0,7918

R² = 0,9314

y = 33,724x2,1353

R² = 0,9916

y = 47,029x1,989

R² = 0,9577

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55

Pro

fun

did

ade

de

car

bo

nat

ação

(m

m)

t½ (dias)

Coeficiente de carbonatação (exponencial)

BN 56 BL 56 BL2 56 BN 35 BL 35 BL2 35

S

Anexo XVI Resistência à penetração de cloretos

esp

.I3

0V

U

Iaju

st

Ti

Du

raçã

oIf

Tf

X1

X2

X3

X4

X5

X6

X7

Xm

ed

T

me

d

D0

D0 m

éd

io

(mm

)(m

A)

(V)

(mA

)(ºC

)(h

ora

s)(m

A)

(ºC)

(mm

)(m

m)

(mm

)(1

0-1

2 m2/s)

(10

-12 m

2/s)

154

80

25

63

25,0

24

70

27,0

28

27

26

28

29

27

27

27,4

26,0

16,9

250

80

25

63

25,0

24

70

27,0

29

28

29

29

29

28

28

28,6

26,0

16,4

352

80

25

63

25,0

24

70

27,0

27

28

29

29

27

29

28

28,1

26,0

16,7

152

140

15

60

22,0

24

67

26,0

18

18

20

19

18

19

20

18,9

24,0

18,1

248

140

15

60

21,5

24

67

26,0

19

18

20

19

21

17

17

18,7

23,8

16,7

349

140

15

60

21,5

24

67

26,0

19

19

20

19

19

19

18

19,0

23,8

17,3

149

167

15

77

23,0

24

73

25,0

25

27

27

28

25

24

24

25,7

24,0

24,2

250

167

15

77

23,0

24

73

26,0

27

28

30

27

26

26

26

27,1

24,5

26,1

351

167

15

77

23,0

24

73

26,0

27

27

27

27

27

26

28

27,0

24,5

26,5

151

50

30

50

25,0

24

50

27,0

16

17

16

19

30

24

15

19,6

26,0

9,3

251

50

30

50

25,0

24

50

27,0

15

16

17

15

14

14

13

14,9

26,0

6,9

351

50

30

50

25,0

24

50

27,0

15

15

14

13

13

13

15

14,0

26,0

6,5

150

87

25

73

23,0

24

70

26,0

19

20

20

19

20

21

19

19,7

24,5

11,0

250

87

25

73

23,0

24

70

26,0

20

19

21

29

20

19

20

21,1

24,5

11,8

349

87

25

73

23,0

24

70

26,0

20

19

22

21

20

20

20

20,3

24,5

11,1

150

110

20

70

23,0

24

67

26,0

20

18

15

18

19

18

17

17,9

24,5

12,3

250

110

20

70

23,0

24

67

26,0

14

15

17

15

15

16

19

15,9

24,5

10,8

350

110

20

70

23,0

24

67

26,0

18

19

17

18

17

19

18

18,0

24,5

12,4

BA

FL 3

5

17,4

25,6

7,5

11,3

11,8

16,7

BL 5

6

BA

FL 5

6

BN

35

BL 3

5

BN

56

Pro

ve

teB

etã

o

betões leves estruturais produzidos com escória proveniente da

Documents