desempenho em termos de durabilidade de betões com ... · de 20% de cimento não apresenta...

Desempenho em termos de durabilidade de betões com

incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas

de corte da indústria do mármore

Manuel Pedro de Melo Parente Monteiro Sardinha

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Júri

Presidente: Prof. Dr. Fernando Manuel Fernandes Simões

Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Vogal: Prof. Dr. Rui Duarte Neves

Outubro 2014

i

Resumo

De forma a satisfazer as suas necessidades, o Homem tende a explorar os recursos naturais

existentes no mundo de uma forma exaustiva e por vezes exagerada. Esta sobreexploração de

recursos em muito se deve ao aumento populacional, à investigação tecnológica, à

industrialização e à tentativa de melhoria da qualidade de vida. Como consequência, surge a

noção de sustentabilidade, que consiste no equilíbrio entre o consumo e a manutenção da

qualidade de vida para gerações futuras.

No que se refere à indústria da extracção de rochas ornamentais, esta representa uma grande

fonte de desperdícios, tendo Costa (1991) referido que, na extracção do mármore, os resíduos

produzidos representam cerca de 80% do volume de pedra trabalhada. Por outro lado, e segundo

a Comissão Europeia [CE (2010)], a extracção de “minerais de construção” é o maior subsector

da indústria de extracção não energética na União Europeia. Desta forma, a presente dissertação

vem analisar a viabilidade da utilização dos resíduos gerados pela indústria da extracção do

mármore em betões estruturais, substituindo o cimento presente neste por lamas de corte de

mármore, tentando também reduzir a necessidade de recursos naturais e consumo energético

existente na produção de betão. É também avaliada a eficiência de dois tipos de adjuvantes do

tipo plastificante em conjunto com a incorporação de lamas de corte de mármore.

Na presente dissertação, foram produzidas três famílias de betões para posteriormente se rem

avaliadas em termos de durabilidade: uma sem adição de adjuvantes, outra com adição de um

plastificante corrente e uma última com incorporação de um superplastificante de alto

desempenho. Em cada uma das famílias, foram definidas quatro taxas de substi tuição de

cimento por lamas de corte de mármore, com valores de 0, 5, 10 e 20% em volume de cimento.

No decorrer da campanha experimental, foram analisadas as propriedades dos agregados

naturais, nomeadamente em relação à absorção de água e massa volúmica, granulometria,

baridade e volume de vazios e índice de forma. Já no caso das lamas de corte de mármore, estas

foram sujeitas aos ensaios de análise granulométrica, superfície específica de Blaine, massa

volúmica e composição química e mineralógica. Os betões produzidos foram ensaiados no

estado fresco, avaliando a sua trabalhabilidade e massa volúmica, e no estado endurecido, em

termos de resistência à compressão, absorção de água por capilaridade e por imersão, resistência

à penetração de cloretos e à carbonatação e retracção.

Com a presente investigação, concluiu-se que a substituição de cimento por lamas de corte de

mármore diminui, em geral, o desempenho em termos de durabilidade dos betões, ainda que,

para as taxas de substituição de 5 e 10% essa perda de capacidades são seja significativa. Por

outro lado, a adição dos adjuvantes do tipo plastificante proporcionou melhorias nas

propriedades nos betões produzidos, sem que, em geral, a presença das lamas de corte de

mármore diminuíssem a sua eficiência. O superplastificante de alto desempenho mostrou-se o

mais capaz para colmatar esta perda de capacidade, sendo que, na presença deste, a substituição

de 20% de cimento não apresenta variações significativas nas propriedades do betão em relação

ao betão de referência sem adjuvantes.

Palavras-chave: Resíduos da indústria de extracção do mármore; lamas de corte de mármore;

desempenho em termos de durabilidade de betões, superplastificantes.

ii

Abstract

In order to meet its needs, Humanity has been exploring the world’s natural resources in an

exhaustive and sometimes exaggerated way. This over exploration of resources is due to many

factors, such as population growth, technological innovations, industrialization and the need to

obtain a better life quality. As a consequence, the notion of sustainability emerges, defined as a

balance between the consumption and the assurance of a good life quality for future

generations.

Regarding consumption, the ornamental rocks extraction industry represents a great waste

source. Particularly, Costa (1991) says that, in the marble extraction industry, the production of

waste material can be as high as 80% of the final extracted rock. On the other side, and

according to the European Commission [CE (2010)], the construction minerals’ extraction is the

biggest subsector in the non-energetic extraction industry. Therefore, this work tries to evaluate

the implications of replacing cement in concrete by waste slurry generated by marble stones’

cutting. Anticipating some properties loss, the use of superplasticizers and its benefits together

with this type of waste are also evaluated.

Three concrete families were produced to be tested for their durability capacity: the first one

does not have any superplasticizer in its formulation; the second one contains a current

superplasticizer; and in the third a high performance superplasticizer is used. In each concrete

family, four substitution ratios were used representing, by cement volume, 0%, 5%, 10% and

20% of cement replacement by marble slurry.

During the experimental campaign, the aggregates were characterized by water absorption and

particle density test, sieve analysis, loose bulk density and voids test, Los Angeles test and

shape index. The tests performed to characterize the marble slurry were sieve analysis, Blaine’s

specific surface, particles density and mineralogical and chemical compositions. The mixes

produced were submitted to workability and bulk density tests in the fresh state. In the hardened

state, compressive strength, water absorption by capillarity and immersion, carbonation,

chloride penetration and shrinkage were assessed.

As a result of this investigation, the tests performed showed that the durability characte ristics of

concrete get worse as its cement is replaced by marble slurry. However, for the 5 and 10%

substitution ratios, these losses were not significant. The superplasticizers’ incorporation was

beneficial to concrete’s performance. Particularly, the high performance superplasticizer led to

similar results in the 20% cement replacement concrete and the reference concrete without

adjuvants. Therefore, the use of this superplasticizer can be highly useful to obtain adequate

concrete when cement is replaced by marble slurry.

Key-words: Marble extraction industry’s waste; marble slurry; concrete durability;

superplasticizers.

iii

Agradecimentos

A presente dissertação é o resultado de um ano de trabalho no qual houve momentos de

dificuldade e vários obstáculos que, sem a ajuda das pessoas e entidades referidas de seguida,

dificilmente teriam sido ultrapassados. Reservo portanto este espaço para expressar o meu

agradecimento pela preciosa colaboração e apoio que me foi prestado.

Ao Professor Doutor Jorge de Brito, orientador científico da presente dissertação, agradeço toda

a dedicação, disponibilidade, experiência, rigor e simpatia demonstradas, que contribuíram de

forma imensurável para o desenvolvimento deste trabalho. Quero também expressar -lhe a minha

gratidão pela importante contribuição no complemento da minha formação académica e pessoal.

Aos meus pais, irmão e família, pelo incentivo, preocupação, esforço e entusiasmo que me

motivaram para superar as dificuldades sentidas, apoiando sempre as minhas decisões e

ajudando em todos os momentos da minha vida. Em especial ao meu pai, pela revisão atenta da

presente dissertação.

Aos colegas do IST, Jorge Pontes, Diogo Pedro e Sofia Real e aos técnicos do Laboratório de

Construção do IST, em particular aos senhores Leonel Silva, João Lopes e Pedro Costa, pela

ajuda e paciência demonstrados ao longo de todo o trabalho experimental.

Ao meu colega e amigo Ricardo Rodrigues, pelo espírito de camaradagem demonstrado e apoio

ao longo de todo o desenvolvimento da presente dissertação.

Às empresas Grupo Soarvamil, Cimpor, Sika, Solubema e Secil, pela cedência dos materiais

necessários para a realização deste estudo.

Aos Engenheiros Diogo Costa da Silva e Filipe Gameiro pela ajuda no trabalho realizado e

apoio durante todo o meu percurso académico.

Aos meus amigos Rui Sousa Braga, Diogo Bernardo, Luís Campos, Jorge Matias, Vasco Neves,

David Lourenço, Tomás Costa, João Barroso, João Carvalho, Ricardo Nogueira, Marta Carrilho,

Patrícia Nobre, Inês Figueiredo, Inês Lage, Francisco Martinho, Diogo Rego, Carlos Lagareiro ,

Ana Silvestre, Ricardo Costa, João Zanatti, Eduardo Fangueiro, Paulo Capelão, David Stiehl,

Marta Marques, Andreia Reis e, em especial, Teresa Lima, pelo apoio durante o decorrer do

meu percurso académico e pela disponibilidade e amizade demonstradas em qualquer momento.

Por fim, a todos aqueles que, directa ou indirectamente, contribuíram para o sucesso durante a

minha vida académica.

iv

Índice geral

Resumo ................................................................................................................................... i

Abstract ................................................................................................................................. ii

Agradecimentos .................................................................................................................... iii

Índice de figuras .................................................................................................................. vii

Índice de tabelas ..................................................................................................................... x

Acrónimos ........................................................................................................................... xii

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

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

1.2. Objectivos e justificação da dissertação ......................................................................... 2

1.3. Metodologia e estrutura da dissertação .......................................................................... 4

2. Estado da Arte ................................................................................................................. 7

2.1. Processo extractivo do mármore .................................................................................... 7

2.2. Adições minerais na produção de betão .......................................................................... 8

2.3. Propriedades das lamas de corte de mármore.................................................................. 9

2.4. Propriedades dos betões com agregados de mármore e com agregados muito finos de

outras naturezas ................................................................................................................. 11

2.4.1. Trabalhabilidade .................................................................................................. 11

2.4.2. Massa volúmica ................................................................................................... 14

2.4.3. Absorção de água por capilaridade ....................................................................... 14

2.4.4. Absorção de água por imersão .............................................................................. 16

2.4.5. Resistência à carbonatação ................................................................................... 18

2.4.6. Resistência à penetração de cloretos ..................................................................... 21

2.4.7. Retracção ............................................................................................................. 23

2.5. Propriedades de adjuvantes do tipo plastificantes ......................................................... 25

2.5.1. Utilização em betões ............................................................................................ 27

2.6. Outras aplicações das lamas de corte de mármore ........................................................ 30

2.7. Conclusões ................................................................................................................. 31

3. Campanha experimental ................................................................................................. 33

3.1. Introdução .................................................................................................................. 33

3.2. Planificação das fases da campanha experimental ........................................................ 33

3.2.1. Primeira fase experimental ................................................................................... 33

3.2.2. Segunda fase experimental ................................................................................... 34

v

3.2.3. Terceira fase experimental .................................................................................... 35

3.3. Formulação do betão de referência .............................................................................. 35

3.4. Produção dos betões .................................................................................................... 36

3.4.1. Processo de amassadura ....................................................................................... 36

3.5. Ensaios aos agregados ................................................................................................. 38

3.5.1. Introdução ........................................................................................................... 38

3.5.2. Análise granulométrica......................................................................................... 38

3.5.3. Índice de forma .................................................................................................... 41

3.5.4. Desgaste de Los Angeles ...................................................................................... 42

3.5.5. Absorção de água e massa volúmica ..................................................................... 44

3.5.6. Baridade e volume de vazios ................................................................................ 47

3.6. Ensaios ao betão em estado fresco ............................................................................... 49

3.6.1. Introdução ........................................................................................................... 49

3.6.2. Abaixamento do cone de Abrams .......................................................................... 49

3.6.3. Massa volúmica ................................................................................................... 51

3.7. Ensaios ao betão no estado endurecido ........................................................................ 53

3.7.1. Introdução ........................................................................................................... 53

3.7.2. Resistência à compressão ..................................................................................... 53

3.7.3. Retracção ............................................................................................................. 55





4. Resultados experimentais ............................................................................................... 65

4.1. Introdução .............................................................................................................. 65

4.2. Ensaios aos agregados ............................................................................................. 65

4.2.1. Ensaios aos agregados naturais ............................................................................. 66

4.2.2. Ensaios às lamas de corte de mármore .................................................................. 73

4.3. Ensaios ao betão no estado fresco ............................................................................ 76

4.3.1. Abaixamento do cone de Abrams .......................................................................... 76

4.3.2. Massa volúmica no estado fresco .......................................................................... 78

4.4. Ensaios ao betão no estado endurecido ..................................................................... 79

4.4.1. Resistência à compressão ..................................................................................... 79



vi



4.4.6. Retracção ............................................................................................................. 98

4.5. Conclusões ........................................................................................................... 102

4.5.1. Propriedades das lamas de corte de mármore....................................................... 102

4.5.2. Propriedades do betão no estado fresco ............................................................... 102

4.5.3. Propriedades do betão no estado endurecido ....................................................... 103

5. Conclusões ...................................................................................................................... 105

5.1. Considerações finais ................................................................................................. 105

5.2. Conclusões gerais ..................................................................................................... 105

5.2.1. Propriedades das lamas de corte de mármore....................................................... 106

5.2.2. Propriedades do betão no estado fresco ............................................................... 106

5.2.3. Propriedades no estado endurecido ..................................................................... 107

5.3. Propostas de desenvolvimentos futuros ...................................................................... 110

Referências bibliográficas ................................................................................................... 113

Anexo A - Formulação do betão de referência

Anexo B - Fichas técnicas dos plastificantes

Anexo C - Ficha técnica do cimento

Anexo D - Fichas técnicas dos agregados naturais

Anexo E - Absorção de água e massa volúmica

Anexo F - Baridade e volume de vazios

Anexo G - Desgaste de Los Angeles

Anexo H - Índice de forma

Anexo I - Boletim de ensaio às lamas de corte de mármore

Anexo J - Abaixamento e massa volúmica do betão no estado fresco

Anexo K - Resistência à compressão

Anexo L - Absorção de água por capilaridade

Anexo M - Absorção de água por imersão

Anexo N - Resistência à penetração de cloretos

Anexo O - Resistência à carbonatação

Anexo P - Retracção

vii

Índice de figuras

Figura 1.1 - Corte de uma rocha de mármore com recurso a fio adiamantado e aterro das lamas

de corte de mármore ................................................................................................................ 3

Figura 1.2 - Conjunto de betões a serem estudados ao longo da campanha experimental ............ 4

Figura 2.1 - Curva granulométrica do material recolhido por Almeida (2004) ......................... 10

Figura 2.2 - Relação entre a trabalhabilidade e a substituição de AN por ARM (S-areias, G-

grossos, M-ambos) ............................................................................................................... 12

Figura 2.3 - Abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de substituição de AN por

agregados grossos de mármore .............................................................................................. 12

Figura 2.4 - Resultados do ensaio de abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de

substituição de AN por ARM ................................................................................................ 13

Figura 2.5 - Relação entre a massa volúmica do betão e as taxas de substituição de AN por

ARM ................................................................................................................................... 14

Figura 2.6 - Taxa de absorção de água por capilaridade em função da adição de resíduos de

corte de granito .................................................................................................................... 15

Figura 2.7 - Porosidade efectiva em função do teor de adição de resíduos de corte de granito . 16

Figura 2.8 - Absorção de água por imersão de betões com AN finos substituídos por ARM .... 17

Figura 2.9 - Resultados da absorção de água por imersão em função da taxa de incorporação de

resíduos de corte de granito .................................................................................................. 17

Figura 2.10 - Absorção de água por imersão em função da taxa de substituição de agregados

finos por pó de calcário ........................................................................................................ 18

Figura 2.11 - Profundidade de carbonatação, em função do tempo, para substituições de AN de

calcário por ARM ................................................................................................................. 19

Figura 2.12 - Profundidade de carbonatação para diferentes taxas de substituição de AN finos de

calcário por ARM ................................................................................................................. 19

Figura 2.13 - Profundidade de carbonatação em relação à taxa de adição de dry sludge .......... 20

Figura 2.14 - Profundidade de carbonatação em relação à substituição de cimento por cinza

volante ................................................................................................................................. 21

Figura 2.15 - Coeficiente de difusão dos cloretos médio em função da taxa de substituição de

AN por ARM ....................................................................................................................... 22

Figura 2.16 - Comparação dos resultados obtidos por Gameiro e André para a resistência à

penetração de cloretos .......................................................................................................... 22

Figura 2.17 - Retracção média aos 91 dias em função da taxa de substituição dos AN por ARM

............................................................................................................................................. 24

Figura 2.18 - Retracção em função da taxa de substituição de agregados finos por pó de calcário

............................................................................................................................................. 25

Figura 2.19 - Retracção em função da taxa de substituição de cimento por cinza volante ........ 25

Figura 2.20 - Influência de adjuvantes do tipo plastificante em função da dosagem de cimento e

da correcção da trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão .......................... 26

Figura 2.21 - Influência dos superplastificantes em função da dosagem de cimento e da

correcção da trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão ............................... 27

Figura 2.22 - Resistência à compressão em relação à adição de superplastificante e/ou

substituição de cimento por fíler ........................................................................................... 28

viii

Figura 2.23 - Massa volúmica em relação à adição de superplastificante e/ou substituição de

cimento por fíler .................................................................................................................. 29

Figura 2.24 - Retracção em função da adição de fíler de calcário de betões auto-compactaveis

com 300 kg/m3 de cimento (esquerda) e com 350 kg/m

3 (direita) ........................................... 30

Figura 3.1 - Colocação do betão do carrinho de mão após o processo de amassadura ............... 37

Figura 3.2 - Estufa ventilada a 110 ± 5 °C (esquerda) e peneirador mecânico (direita) ............. 39

Figura 3.3 - Máquina de desgaste de Los Angeles .................................................................. 43

Figura 3.4 - Base rasa metálica, funil de enchimento, molde troncocónico, varão de

compactação e régua graduada ............................................................................................... 50

Figura 3.5 - Medição do ensaio de abaixamento do cone de Abrams ....................................... 51

Figura 3.6 - Tipos de abaixamentos válidos ........................................................................... 51

Figura 3.7 - Balde cilíndrico metálico .................................................................................... 52

Figura 3.8 - Prensa hidráulica de 4 colunas ............................................................................ 54

Figura 3.9 - Provete utilizado para o ensaio da retracção com as pastilhas metálicas imobilizadas

pelo betume polimérico ......................................................................................................... 56

Figura 3.10 - Estufa ventilada a 60 ± 5 °C .............................................................................. 57

Figura 3.11 - Balança de precisão ± 0,05% da massa a utilizar e balança hidrostática .............. 59

Figura 3.12 - Provetes totalmente imersos para o ensaio de absorção de água por imersão ....... 60

Figura 3.13 - Provetes do ensaio de carbonatação após aplicação da solução de fenolftaleína e

paquímetro ............................................................................................................................ 61

Figura 3.14 - Provetes utilizados no ensaio de resistência à penetração de cloretos após a

aplicação da solução de nitrato de prata ................................................................................. 64

Figura 4.1 - Curva granulométrica da brita 2 .......................................................................... 67

Figura 4.2 - Curva granulométrica da brita 1 .......................................................................... 68

Figura 4.3 - Curva granulométrica do bago de arroz ............................................................... 69

Figura 4.4 - Curva granulométrica da areia 2 .......................................................................... 70

Figura 4.5 - Curva granulométrica da areia 1 .......................................................................... 71

Figura 4.6 - Análise mineralógica por difratometria de raios X às LCM (M - Mica; Q - Quartzo;

C - Calcite; D - Dolomite) ..................................................................................................... 75

Figura 4.7 - Abaixamento do cone de Abrams para os vários betões ........................................ 77

Figura 4.8 - Relação a/l dos betões estudados ......................................................................... 77

Figura 4.9 - Massa volúmica no estado fresco em relação à taxa de substituição para as várias

famílias de betões .................................................................................................................. 79

Figura 4.10 - Resistência à compressão dos betões da família B0 aos 7, 28 e 56 dias de idade . 81



Figura 4.13 - Diferença relativa da resistência à compressão entre os betões com incorporação

de adjuvantes face ao betão sem adjuvantes ........................................................................... 83

Figura 4.14 - Absorção de água por capilaridade às 72 horas nos vários betões ....................... 84

Figura 4.15 - Altura de água por ascensão capilar às 72 horas nos vários betões ...................... 85

Figura 4.16 - Relação entre a água absorvida por capilaridade às 72 horas e a resistência à

compressão aos 28 dias ......................................................................................................... 86

Figura 4.17 - Absorção de água por imersão para os vários betões produzidos ......................... 87

Figura 4.18 - Relação entre a absorção de água por imersão e a resistência à compressão aos 28

dias ....................................................................................................................................... 88

ix

Figura 4.19 - Relação entre a absorção de água por imersão e absorção de água por capilaridade

às 72 horas ............................................................................................................................ 89

Figura 4.20 - Coeficiente de difusão de cloretos aos 28 dias para os vários betões ................... 90

Figura 4.21 - Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias para os vários betões ................... 90

Figura 4.22 - Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a resistência à


Figura 4.23 - Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água

por capilaridade às 72 horas ................................................................................................... 92

Figura 4.24 - Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água

por imersão ........................................................................................................................... 93

Figura 4.25 - Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões ......................... 94

Figura 4.26 - Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões ....................... 95

Figura 4.27 - Profundidade de carbonatação da família B0 em função da raiz quadrada do tempo

de ensaio e respectivos coeficientes de carbonatação .............................................................. 95





Figura 4.30 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a resistência à


Figura 4.31 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água

por capilaridade às 72 horas ................................................................................................... 97

Figura 4.32 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água

por imersão ........................................................................................................................... 98

Figura 4.33 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e o coeficiente de

difusão de cloretos aos 91 dias ............................................................................................... 98

Figura 4.34 - Retracção ao longo dos 91 dias dos betões sem adição de adjuvantes ............... 100

Figura 4.35 - Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP1 ......................... 100

Figura 4.36 - Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP2 ......................... 101

Figura 4.37 - Retracção aos 91 dias segundo as linhas de tendência ...................................... 101

Figura 4.38 - Relação entre a retracção aos 91 dias com a absorção de água por capilaridade às

72 horas .............................................................................................................................. 102

x

Índice de tabelas

Tabela 1.1 - Volume da exploração no sector da extracção mineral com fins ligados à

construção ............................................................................................................................... 1

Tabela 1.2 - Volume de exploração de vários tipos de rochas ornamentais com fins ligados à

construção ............................................................................................................................... 2

Tabela 3.1 - Ensaios e normas utilizadas na caracterização dos agregados ............................... 34

Tabela 3.2 - Normas e ensaios realizados às LMC .................................................................. 34

Tabela 3.3 - Ensaios e normas utilizadas para análise do betão no estado fresco ...................... 35

Tabela 3.4 - Ensaios e normas utilizadas na análise do betão no estado endurecido ................. 35

Tabela 3.5 - Características gerais e componentes dos betões formulados ................................ 36

Tabela 3.6 - Composição dos betões produzidos, por metro cúbico, ao longo da campanha

experimental ......................................................................................................................... 36

Tabela 3.7 - Massa mínima dos provetes de ensaio ................................................................. 39

Tabela 3.8 - Massa mínima da amostra para o ensaio de índice de forma ................................. 41

Tabela 3.9 - Massa mínima dos provetes para o ensaio de absorção de água e massa volúmica 45

Tabela 3.10 - Capacidade mínima de recipientes em função das dimensões máximas dos

agregados .............................................................................................................................. 48

Tabela 4.1 - Ensaio de análise granulométrica à brita 2 ........................................................... 66

Tabela 4.2 - Ensaio de análise granulométrica à brita 1 ........................................................... 67

Tabela 4.3 - Ensaio de análise granulométrica ao bago de arroz .............................................. 68

Tabela 4.4 - Ensaio de análise granulométrica à areia 2 .......................................................... 69

Tabela 4.5 - Ensaio de análise granulométrica à areia 1 .......................................................... 70

Tabela 4.6 - Absorção de água e massa volúmica dos vários tipos de agregados ...................... 71

Tabela 4.7 - Baridade e volume de vazios dos vários tipos de agregados ................................. 71

Tabela 4.8 - Desgaste de Los Angeles para os agregados grossos ............................................ 72

Tabela 4.9 - Índice de forma dos agregados grossos ............................................................... 72

Tabela 4.10 - Análise química às LCM .................................................................................. 73

Tabela 4.11 - Comparação dos resultados obtidos na análise química das LCM com os obtidos

por Almeida, Omar et al. e Aruntas et al. ............................................................................... 74

Tabela 4.12 - Condições de ensaio na análise mineralógica por difratometria de raios X .......... 74

Tabela 4.13 - Massa volúmica e superfície específica de Blaine das LCM e comparação com os

resultados obtidos por Almeida, Omar et al., Aruntas et al, e Çelik et al. ................................ 75

Tabela 4.14 - Análise granulométrica às LCM ........................................................................ 76

Tabela 4.15 - Relação a/l e abaixamento do conde de Abrams dos vários betões ...................... 76

Tabela 4.16 - Massa volúmica e diferenças relativas dos vários betões .................................... 78

Tabela 4.17 - Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 7 dias de idade ................ 80

Tabela 4.18 - Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 28 dias de idade .............. 80

Tabela 4.19 - Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 56 dias de idade .............. 80

Tabela 4.20 - Valores dos coeficientes de correlação das funções de aproximação utilizadas na

resistência à compressão ........................................................................................................ 82

Tabela 4.21 - Absorção e altura de água por ascensão capilar nos vários betões às 72 horas ..... 83

Tabela 4.22 - Coeficientes de correlação das regressões utilizadas para relacionar a altura de

água por ascensão capilar com a taxa de substituição de cimento por LCM ............................. 85

xi

Tabela 4.23 - Absorção de água por imersão dos vários betões estudados ................................ 86

Tabela 4.24 - Coeficiente de difusão de cloretos para os vários betões aos 28 e 91 dias ........... 89

Tabela 4.25 - Coeficientes de correlação registados nos dois tipos de regressão utilizadas para

relacionarem o coeficiente de difusão de cloretos com a taxa de substituição de cimento por

LCM ..................................................................................................................................... 91

Tabela 4.26 - Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões ........................ 93

Tabela 4.27 - Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões ....................... 94

Tabela 4.28 - Coeficiente de carbonatação para os vários tipos de betão.................................. 96

Tabela 4.29 - Retração aos 91 dias dos vários betões .............................................................. 99

Tabela 5.1 - Resultados gerais dos ensaios realizados ao longo da campanha experimental .... 109

Tabela 5.2 - Relação entre os valores obtidos para os betões de cada família com incorporação

de 10 e 20% de LCM e o betão de referência sem adição de adjuvantes................................. 110

xii

Acrónimos

AN - agregados naturais;

ARM - Agregados reciclados de mármore;

BARM - Betão com agregados reciclados de mármore;

BR - Betão de referência;

B0,5 - Betão de referência com substituição de 5% do cimento por lamas de corte de mármore e

sem adição de plastificante;

BR0,10 - Betão de referência com substituição de 10% do cimento por lamas de corte de

mármore e sem adição de plastificante;

BR0,20 - Betão de referência com substituição de 20% do cimento por lamas de corte de

mármore e sem adição de plastificante;

BR1 - Betão de referência sem adição de lamas de corte de mármore e com adição de

plastificante corrente;


com adição de plastificante corrente;

B1,10 - Betão de referência com substituição de 10% do cimento por lamas de corte de mármore

e com adição de plastificante corrente;


e com adição de plastificante corrente;

BR2 - Betão de referência sem adição de lamas de corte mármore e com adição de

superplastificante de última geração;


com adição de superplastificante de alto desempenho;


e com adição de superplastificante de alto desempenho;


e com adição de superplastificante de alto desempenho;

CE - Comissão Europeia;

DGEG - Direcção Geral de Energia e Geologia;

Família B0 - família de betões produzidos sem adição de adjuvantes;

Família B1 - família de betões produzidos com adição de plastificante corrente;

Família B2 - família de betões produzidos com adição de superplastificante de alto desempenho;

LCM - lamas de corte de mármore;

LNEC - Laboratório Nacional de Engenharia Civil;

ONU - Organização das Nações Unidas;

OSNET - Ornamental Stone Network;

Relação a/c - relação água/cimento;

SP1 - plastificante corrente;

SP2 - superplastificante de alto desempenho.

Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos

provenientes das lamas de corte da indústria do mármore

1

1. Introdução

1.1. Considerações gerais

De forma a satisfazer as suas necessidades, o Homem tende a explorar os recursos naturais

existentes no mundo de uma forma exaustiva e por vezes exagerada. Esta sobreexploração de

recursos em muito se deve ao aumento populacional, à investigação tecnológica, à

industrialização e à tentativa de melhoria da qualidade de vida. Como consequência, surge a

noção de sustentabilidade, que consiste no equilíbrio entre o consumo e a manutenção da

qualidade de vida para gerações futuras.

No que diz respeito a recursos naturais não renováveis, o programa ambiental das Nações

Unidas [UNEP (2011)] refere que, em 2050, o consumo de minério, combustíveis fósseis e

biomassa será de aproximadamente 140 mil milhões de toneladas, o triplo do que era consumido

à data do estudo (2011). Refere, também, que é urgente a procura de medidas para, pelo menos,

estagnar este consumo e depois reduzi-lo.

Mais concretamente, a exploração de rocha ornamental tem vindo a crescer significativamente

nos últimos anos. Segundo estatísticas da Ornamental Stones Network (OSNET), a exploração

mundial destes recursos cresceu 118% entre 1986 e 1998, comprovando a necessidade de

intervenção nesta área.

A Comissão Europeia referiu num documento de orientação [CE (2010)] que a extracção de

“minerais de construção” (agregados) é o maior subsector da indústria de extracção não

energética na União Europeia em termos de valor e volume. Tal sustenta a necessidade de

existirem formas de economizar e tornar mais sustentável a incorporação destes agregados na

construção.

A Direcção Geral de Energia e Geologia [DGEG (2011)] efectuou um estudo no qual se

demonstra que o sector das rochas ornamentais é um dos maiores dentro do sector da

construção. Na Tabela 1.1, é apresentado esse estudo, sendo que os valores apresentados são

apenas referentes à exploração com fins construtivos. Ainda na Tabela 1.2, é visível que, dentro

das referidas rochas ornamentais, o mármore é aquele que apresenta, em termos monetários, um

maior volume de exploração. Estes dados vêm fortalecer a ideia de que, para tornar a construção

sustentável, é necessário investir na inovação da indústria das rochas ornamentais e, mais

concretamente, na investigação de soluções para aproveitar os resíduos produzidos.

Tabela 1.1 - Volume da exploração no sector da extracção mineral com fins ligados à construção

2007 2008 2009 2010

Toneladas

(x106)

Euros

(x106)

Toneladas

(x106)

Euros

(x106)

Toneladas

(x106)

Euros

(x106)

Toneladas

(x106)

Euros

(x106)

Agregados 72,056 280,481 70,730 259,064 66,462 261,170 57,984 313,190

Minerais para

cimento e cal 13,088 27,022 10,800 24,098 10,341 19,198 10,825 21,255

Rochas

ornamentais 3,202 176,197 2,806 134,139 2,435 126,805 2,856 186,695

Total 88,346 483,700 84,336 417,301 79,238 407,173 71,665 521,140

Capítulo 1 - Introdução

2

Tabela 1.2 - Volume de exploração de vários tipos de rochas ornamentais com fins ligados à construção

Rochas ornamentais Toneladas

(x103)

Euros

(x103)

Mármores e calcários 987,683 7,567

Granitos e r. similares 1046,939 49,6

Pedra para calcetamento 695,085 36,014

Pedra rústica 113,052 7,706

Ardósia e xistos 13,598 5,808

Total 2856,357 106,695

Gameiro (2013) cita Costa (1991), dizendo que, durante o processo extractivo do mármore, a

produção de resíduos pode chegar a 80% do volume de pedra trabalhada. Esta grande

quantidade de resíduos está associada à presença de descontinuidades nos maciços de mármore

originais, a eventuais más propriedades físicas e mecânicas dos materiais e a um elevado grau

de fracturação das rochas.

Por outro lado, durante o processo de corte, 20 a 30% dos blocos de mármore são transformados

em pó que, juntamente com a água utilizada neste processo, forma lamas. Estas lamas, quando

secam, formam um agregado algo coeso que depois é transportado para aterro.

A investigação feita em novas aplicações de agregados de mármore tem sido bastante activa nos

últimos anos. A preocupação em encontrar formas de aproveitar este tipo de resíduos é a causa

para este aumento de investigação, uma vez que estes se acumulam nos aterros das pedreiras e

têm grandes impactes tanto a nível visual como a nível ambiental. Existe, também, a

necessidade de aproveitamento destes materiais pois, como referido, na indústria do már more

existe uma grande percentagem de desperdícios e é portanto um benefício económico para estas

indústrias que existam outras utilizações e alternativas de aproveitamento destes resíduos.

Quanto à viabilidade do estudo, Binici et al. (2008) concluíram num dos seus estudos que os

agregados de mármore podem ser usados na formulação de betões de forma a melhorar as suas

propriedades em termos de durabilidade, as suas propriedades mecânicas e a trabalhabilidade.

1.2. Objectivos e justificação da dissertação

A sustentabilidade na construção é um assunto cada vez mais importante, devido ao elevado

consumo de recursos naturais por parte desta indústria. Na construção, a utilização de agregados

para incorporação no betão é incontornável, uma vez que estes são uma parte bastante

importante na constituição dos betões. Uma forma de atenuar o impacte ambiental por parte

deste material estrutural é a utilização de agregados reciclados. A reutilização de materiais

como agregados é tanto benéfica para a indústria da construção, como para as indústrias de onde

provêm.

No caso da indústria das rochas ornamentais, a quantidade de resíduos produzidos tem uma

dimensão não suportável por parte desta, necessitando de alternativas urgentes para a

reutilização destes resíduos. É neste contexto que surge a indústria da construção, com várias

possibilidades para a reutilizações destes resíduos.



3

No Departamento de Engenharia Civil do Instituto Superior Técnico, foram já alvo de estudo

alguns tipos de resíduos provenientes da indústria do mármore, nomeadamente da sua

incorporação em betão. André (2012) e Martins (2012) estudaram o desempenho em termos de

durabilidade e em termos mecânicos, respectivamente, de betões com incorporação de

agregados grossos provenientes da indústria do mármore. Gameiro (2013) e Silva (2012)

estudaram também o desempenho em termos de durabilidade e em termos mecânicos,

respectivamente, de betões com incorporação de agregados finos provenientes desta indústria.

As teses referidas foram orientadas pelo orientador da presente dissertação.

Nesta linha de pensamento, surge a presente dissertação, que tem como fim estudar o

desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos

provenientes das lamas de corte da indústria do mármore. Refere-se que, à partida, as lamas de

corte de mármore (LCM) a incorporar no betão não são tão finas quanto seria desejável para

determinados efeitos, devido ao facto de o corte dos maciços rochosos ser feito com fio

adiamantado, como ilustrado na Figura 1.1, gerando material com uma granulometria um pouco

superior às geradas através de outros tipos de corte, como, por exemplo, disco adiamantado.

Será também estudada a influência da adição de dois tipos de adjuvantes do tipo plastificante

nos betões referidos acima, tentando estudar a influência destes na presença de LCM e para

tentar colmatar alguns efeitos prejudiciais devidos à granulometria das lamas.

Figura 1.1 - Corte de uma rocha de mármore com recurso a fio adiamantado e aterro das lamas de corte de

mármore

Na presente dissertação, foi decidido que seria interessante analisar betões com três taxas de

incorporação de LCM. Uma vez que, com a gradual adição de LCM, é expectável que as

propriedades do betão melhorem numa primeira fase e depois comecem a piorar, a primeira taxa

de adição tem como intuito encontrar uma fase em que as propriedades são as melhores, a

segunda taxa tenta alcançar um patamar equivalente ao do betão de referência e a terceira

pretende já representar uma adição em que as propriedades do betão são piores do que as

iniciais.

Deste modo, após alguma pesquisa bibliográfica, definiram-se os três patamares em 5, 10 e 20%

de incorporação de LCM em termos de volume de cimento, sendo o cimento substituído pelas

referidas lamas. Será, também, feita a adição de dois tipos de adjuvantes do tipo plastificante,

um plastificante corrente (SP1) e outro superplastificante de alto desempenho (SP2), em

quantidade igual a 1% do peso de cimento. Deste modo, serão estudados 12 tipos de betão,

representados no esquema abaixo (Figura 1.2).


4

Figura 1.2 - Conjunto de betões a serem estudados ao longo da campanha experimental

1.3. Metodologia e estrutura da dissertação

O desenvolvimento da presente dissertação foi dividido em cinco etapas, sendo descritas no

presente subcapítulo.

A primeira etapa consistiu na recolha de informação relativa ao tema abordado na presente

dissertação, através da consulta de bibliografia nacional e internacional. Com esta recolha, é

possível compreender melhor a problemática em torno deste tema e os conceitos nele

envolvidos, assim como os fundamentos teóricos e práticos para desenvolver este trabalho.

Desta forma, garante-se também a sensibilidade necessária para analisar os resultados obtidos.

Numa segunda fase, foi planeada toda a campanha experimental necessária para o

desenvolvimento da presente dissertação. Destaca-se a recolha dos materiais necessários,

planeamento de betonagens e ensaios, tendo como objectivo uma melhor monitorização dos

resultados e optimização do tempo despendido neste processo.

Na terceira etapa, foi realizada toda a campanha experimental anteriormente planeada,

envolvendo a execução de amassaduras experimentais e das amassaduras finais, bem como a

avaliação em termos de durabilidade, através de vários ensaios, dos betões produzidos. Foram

também caracterizados os agregados naturais e as LCM a utilizar nas amassaduras, destacando-

se que os ensaios às LCM foram realizados no Laboratório Nacional de Engenharia Civil

(LNEC).

A quarta etapa consistiu na análise crítica dos resultados obtidos nos ensaios realizados na

terceira etapa. Os resultados foram discutidos e justificadas as tendências verificadas, tentado

compará-las com os resultados obtidos por outros autores.

Betõ

es

co

m i

nco

rpo

ração

de

LC

M

Com SP1 Com SP2 Sem

adjuvante

Betões de

Referência

5%

10%

20%

B0,5

B0,10

BR1

B1,5

B1,10

BR2

B2,5

B2,10

B2,20 B1,20 B0,20

BR



5

Por último, na quinta fase, foi elaborado este documento escrito, expondo de uma forma

científica e rigorosa os objectivos, procedimentos, resultados e conclusões obtidas ao longo

deste trabalho. No que se refere à estrutura escrita da dissertação, esta divide -se em cinco

capítulos enunciados de seguida:

Capítulo 1 - Introdução: engloba as considerações gerais sobre o tema, os objectivos e

justificações da dissertação, bem como a sua metodologia e estrutura;

Capítulo 2 - Estado da arte: são expostos o processo extractivo do mármore, uma síntese

das principais adições minerais na produção de betões e a pesquisa realizada quanto às

propriedades expectáveis das LCM e às propriedades no estado fresco e endurecido de

betões com adições minerais;

Capítulo 3 - Campanha experimental: é apresentada a planificação das várias fases da

campanha experimental, a composição e processo de amassadura dos betões e os

procedimentos experimentais utilizados na realização dos ensaios aos agregados

naturais, betão no estado fresco e endurecido;

Capítulo 4 - Resultados experimentais: são apresentados e justificados os resultados

obtidos nos ensaios descritos no capítulo 3, tentando-se analisá-los e comparando-os

com os resultados obtidos por outros autores;

Capítulo 5 - Conclusões: é exposta uma compilação dos principais resultados expostos

no capítulo 4, bem como as suas principais justificações; é também proposta uma série

de temas e assuntos para desenvolvimentos futuros, na tentativa de aprofundar e

complementar a problemática abordada na presente dissertação.

No final da dissertação, são apresentados os anexos referidos ao longo do texto, contendo

informações, dados e cálculos justificativos dos métodos utilizados.


6



7

2. Estado da Arte

Este capítulo visa aprofundar o conhecimento sobre o tema desta dissertação, tendo por base os

resultados obtidos noutras investigações efectuadas nesta área. Faz-se uma referência ao

processo extractivo do mármore, à forma como são produzidas as lamas de corte, às

propriedades dos agregados muito finos resultantes das lamas e à influência destes nas

propriedades dos betões. É também feita a caracterização dos adjuvantes a serem utilizados

durante a campanha experimental bem como do seu mecanismo de actuação e da sua influência

no betão convencional e com agregados muito finos.

2.1. Processo extractivo do mármore

Neste subcapítulo, é feito um resumo do processo de extração a céu aberto de mármore. A

compreensão de como esta exploração é feita esclarece a origem das lamas de corte, bem como

de todos os outros resíduos produzidos por esta indústria.

Guerreiro (2000) explica sumariamente o processo de exploração do mármore na zona do

Anticlinal de Estremoz. A exploração é dividida em três fases que são subdivididas em várias

operações que são descritas de seguida:

1ª Fase: Preparação

1.1 Decapagem: Envolve a desmontagem e remoção da terra superficial que cobre a

massa mineral, de modo a ser possível aceder à mesma.

1.2 Desmonte das “cabeças” ou lápias: Corte e desmonte das cabeças de mármore que

foram destapadas, para criar uma superfície horizontal e regular de trabalho.

1.3 Abertura de caixas e canais: A abertura da caixa permite a criação de duas faces

livres para o desmonte da rocha e a realização de canais perpendiculares entre si dá

origem a uma terceira face livre que define a massa a desmontar. A partir destas

operações, é possível começar a exploração de um novo piso.

2ª Fase: Desmonte

2.1 Perfuração: São realizados furos horizontais e verticais que delimitam a massa a

desmontar e as talhadas da rocha.

2.2 Corte: As talhadas são cortadas com três tipos de corte: um corte de levante, um

corte posterior vertical e dois cortes laterais verticais.

2.3 Derrube: As talhadas, depois de cortadas, são derrubadas para cima de terras,

escombros e/ou pneus.

2.4 Esquartejamento: A talhada derrubada é cortada de modo a permitir o seu

transporte, quando a fraturação existente não permite esse movimento.

Capítulo 2 - Estado da arte

8

3ª Fase: Remoção e transporte

3.1 Remoção dos blocos comercializáveis: Os blocos com qualidade ornamental e

dimensões comercializáveis são carregados e transportados para o parque de blocos da

pedreira.

3.2 Remoção de escombros: Os escombros da zona da frente da pedreira são carregados

e transportados até à escombreira.

Todas as operações que envolvem o corte de uma massa de mármore produzem resíduos muito

finos que são transportados com a água utilizada para o arrefecimento das máquinas de corte. A

junção desses resíduos muito finos com a referida água forma as lamas de corte.

Em muitos casos, as lamas de corte são alvo de tratamento em unidades de transformação, que

têm como objetivo o reaproveitamento da água presente nas lamas, bem como conseguir

proveitos no que diz respeito à redução da quantidade de lamas.

O principal processo para recuperar a água das lamas é a decantação das partículas muito finas

em suspensão, obtendo-se assim uma massa pastosa da fase sólida obtida. Esta operação ocorre

em lagoas ou tanques de decantação na periferia das unidades industria is. Nalguns casos, existe

a alternativa de se recorrer a cones de decantação onde são adicionados produtos desfloculantes

que visam a aceleração do processo.

Este processo de recuperar a água existente nas lamas de corte é benéfico neste tipo de

indústrias por reduzir a quantidade de água total utilizada no processo, bem como por reduzir o

volume total de lamas que vão para aterro. Com o processo de decantação, o teor em água

existente nas lamas reduz-se para metade, mais concretamente de 50 para 25%, segundo

Almeida (2004).

2.2. Adições minerais na produção de betão

As adições minerais na produção de betão são, desde há alguns anos, um tema bastante estudado

por diversos investigadores. Dentre os seus efeitos no betão no estado fresco, é sabido que

influenciam a sua consistência e exsudação. Já no caso do betão no estado endurecido, estas

adições influenciam tanto as suas propriedades a nível mecânico como a nível da durabilidade.

Entre as propriedades influenciadas, estão a resistência à compressão, resistência à tração,

permeabilidade, resistência a iões agressivos, entre outras.

De entre as adições minerais utilizadas actualmente, existe uma diferenciação quanto ao seu tipo

de atividade.

As adições minerais que possuem atividade pozolânica, como a sílica ativa, cinza de casca de

arroz ou cinza volante (Classe F), ou actividade hidráulica, como a escória de alto forno ou

cinza volante (Classe C), são aquelas que têm a habilidade para reagir com o hidróxido de

cálcio na presença de água a temperaturas ambientes e habilidade para formar produtos

hidratados com propriedades aglomerantes [Gonçalves (2000)]. Este tipo de atividade pode

também ser designada por atividade química.



9

Por sua vez, as adições minerais que não possuem atividade pozolânica nem hidráulica, são as

que atuam fisicamente no betão. Estas adições são também denominadas de fíleres, apesar do

seu significado não ser consensual. Desta forma, Gonçalves (2000) diferencia a classifica ção de

agregados muito finos em adição fíler e agregado fíler.

A adição fíler, geralmente designada apenas como fíler, é constituída por partículas muito finas

ou moídas que apresentam um diâmetro médio inferior a 50 m e que contribuem,

principalmente, para um melhoramento da matriz cimentícia e/ou para um maior preenchimento

dos vazios deixados pelos processos de hidratação do cimento ou pela não hidratação do

mesmo.

O agregado fíler é caracterizado por partículas finas, com diâmetro médio entre 50 e 150 m,

que contribuem para o preenchimento de lacunas da curva granulométrica do agregado fino, ou

seja, o preenchimento dos vazios deixados pelo desajuste e desorganização dos agregados.

Esta capacidade dos agregados muito finos preencherem os vazios no betão confere uma maior

compacidade sem que seja necessário um aumento consideravel da água da amassadura, sendo

possível desta forma um aumento da densidade e portanto reduzir a permeabilidade, diminuir a

susceptibilidade à penetração de cloretos e a fenómenos de carbonatação e tornar o betão menos

permeável.

2.3. Propriedades das lamas de corte de mármore

De modo a compreender melhor o efeito da adição de fíleres de mármore no betão, é necessário

avaliar este tipo de fíleres através de algumas das suas características, tal como a massa

volúmica, características químicas, granulometria e matéria orgânica. Almeida (2004) realizou

um estudo das propriedades de resíduos gerados no corte de rochas de calcário, tendo -o

recolhido na região de Pêro Pinheiro. Uma vez que o mármore é uma rocha metamórfica

formada a partir de calcários, alguns dos seus resultados podem ser extrapolados para a presente

dissertação.

Almeida (2004) obteve um valor para a massa volúmica do referido material de 2,72 kg/dm3,

enquanto que Omar et al. (2012), no estudo efectuado sobre o efeito da adição de pó de

mármore nas propriedades do betão, chegaram a um valor de 2,50 kg/dm3. Aruntas et al. (2010),

ao investigarem a viabilidade da utilização do uso de pó de mármore como aditivo na produção

de cimento, obtiverem um valor para a massa volúmica de 2,60 kg/dm3. Quanto à presença de

matéria orgânica, Almeida (2004) concluiu que, segundo a NP 85, a sua presença não é

prejudicial. No que diz respeito à análise química, este autor chegou aos resultados apresentados

na Tabela 2.1. Tal como é habitual em análises químicas, a percentagem em peso dos elementos

químicos que ocorrem no material estudado é expressa em percentagens de óxidos. Na mesma

tabela, é apresentada a análise química ao pó de mármore utilizado por Omar et al. (2012). As

propriedades dos inertes utilizados por Almeida (2004) e por Omar et al. (2012) não diferem

muito entre si, sendo excepção o óxido de silício, que foi detectado em maior quantidade por

Omar et al. (2012), e o óxido de cálcio que, por sua vez, foi detectado em maior quantidade por

Almeida (2004). Aruntas et al. (2010) analisaram também o pó de mármore utilizado, sendo os

resultados obtidos sido apresentados na Tabela 2.1. Analisando estes últimos valores, é possível

concluir que são semelhantes aos obtidos por Almeida (2004).


10

Tabela 2.1 - Resultados dos ensaios de análise química efectuados aos resíduos utilizados no estudo de

Almeida, de Omar et al. e Aruntas et al.

Designação

Teor (%)

Almeida (2004) Omar et al.

(2012)

Aruntas et al.

(2010)

Perda ao fogo P.F. 43,4 - 43,4

Resíduo insolúvel R.I. 0,9 - -

Óxido de silício SiO2 0,91 14,08 0,67

Óxido de alumínio Al2O3 3,72 2,69 0,12

Óxido de ferro Fe2O3 0,4 1,94 0,08

Óxido de cálcio CaO 54,29 42,14 54,43

Óxido de magnésio MgO 0,3 2,77 0,59

Sulfatos SO3 0,09 - -

Óxido de potássio K2O - 0,63 -

Óxido de sódio Na2O - 0,61 0,14

Cloretos Cl-

0,03 0,04 -

No que diz respeito à análise granulométrica, Almeida (2004) constatou que, à semelhança do

que acontece com o cimento, parte das partículas dos agregados muito finos recolhidos por este

têm dimensões inferiores àquelas que conseguem ser registadas na escala granulométrica

tradicional, nomeadamente inferiores a 0,0065 mm. O referido estudo granulométrico é

apresentado na Figura 2.1.

Figura 2.1 - Curva granulométrica do material recolhido por Almeida (2004)

Almeida (2004) chegou também a um resultado para a área da superfície específica de 1,9387

m2/cm

3, o que equivale a uma superfície específica de 7128 cm

2/g. No entanto, Omar et al.

(2012) registaram uma superfície específica do pó de mármore utilizado de 11400 cm2/g, sendo

este valor bastante superior ao de Almeida (2004). Aruntas et al. (2010) obtiveram um valor

mais baixo do que o dos restantes autores, de 3097 cm2/g.

Peneiro 0.065 mm

Peneiro 0.074 mm

Peneiro 0.149 mm

Peneiro 0.297 mm

Ma

teri

al

pa

ss

an

te (

%)



11

2.4. Propriedades dos betões com agregados de mármore e com

agregados muito finos de outras naturezas

Durante a pesquisa de conteúdos bibliográficos, foi constatada a falta de estudos sobre o

desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de lamas de corte de

mármore (LCM). Este tipo de estudos, apesar de existente, apresenta uma grande falta de

diversidade em termos dos ensaios realizados ao betão, em especial o ensaio à retração. De

modo a ultrapassar esta falta de referências, foi também investigada a incorporação de outros

tipos de agregados muito finos, com o intuito de averiguar a influência deste tipo de agregados

nas propriedades do betão.

Uma vez que a presente dissertação vem na linha de pensamento de trabalhos anteriores, é

inevitável a referência aos resultados destes estudos.

2.4.1. Trabalhabilidade

A trabalhabilidade é uma propriedade que permite prever algumas características de um betão

ainda no seu estado fresco. No caso desta dissertação, esta propriedade tem especial

importância, uma vez que a medição da classe de trabalhabilidade através do ensaio de

abaixamento do cone de Abrams permitirá um termo de comparação inicial entre todos os tipos

de betões produzidos ao longo da campanha experimental. O presente subcapítulo permite um

conhecimento a priori da resposta deste parâmetro face à incorporação de agregados reciclados

de mármore (ARM).

Gesoglu et al. (2012) estudaram a influência da substituição do ligante em betões

autocompactáveis por LCM, “fíler de granito” e cinzas volantes nas suas propriedades. No seu

estudo, ao contrário desta dissertação, os autores mantiveram a classe de trabalhabilidade

constante ao longo dos ensaios realizados através de alterações na dosagem de

superplastificantes e mantendo a relação água/cimento (a/c) constante. Não obstante, alguns dos

resultados obtidos podem ser extrapolados no âmbito desta dissertação, uma vez que os

resultados são sempre comparados com betões autocompactáveis de referência. Nesta

investigação, foi observado um decréscimo da trabalhabilidade em betões com pó de mármore,

explicado pela elevada finura deste tipo de agregados.

Hebhoub et al. (2011) realizaram uma investigação com o intuito de aferir a influência da

substituição dos agregados naturais (AN) do betão por ARM. Estes realizaram substituições de

25, 50, 75 e 100%, tanto a nível de agregados grossos, como de agregados finos. Utilizaram o

ligante do tipo CEMI 42,5 em quantidade constante e uma relação a/c de 0,5. Através da sua

investigação, concluíram que a trabalhabilidade dos betões com ARM diminuiu com a crescente

substituição destes (Figura 2.2). O facto de os ARM absorverem mais água do que os AN

explica o sucedido, sendo, portanto, necessária uma correcção da quantidade de água de

amassadura para se obter os mesmos níveis de trabalhabilidade entre o betão de referência (BR)

e o betão com agregados reciclados de mármore (BARM).


12

Figura 2.2 - Relação entre a trabalhabilidade e a substituição de AN por ARM (S-areias, G-grossos, M-

ambos) [adaptado de Hebhoub (2011)]

Por outro lado, André (2012) efectuou um estudo semelhante ao de Hebhoub (2011), chegando a

conclusões diferentes, fazendo apenas a substituição de agregados grossos, mas tendo como

referência betões com agregados grossos de basalto, calcário e granito. André (2012) afirma que

não existe uma tendência clara para a variação da trabalhabilidade nos vários tipos de betões

estudados (Figura 2.3). No caso da substituição dos agregados de granito, não existe variação e,

para a substituição de agregados de basalto e de calcário, a trabalhabilidade melhora para taxas

de substituição de 20% e piora para substituições de 50%. André (2012) explica também que,

devido à menor absorção de água dos ARM e à sua superfície mais lisa em relação aos AN, para

taxas de substituição menores o betão é mais fluido.

Figura 2.3 - Abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de substituição de AN por agregados grossos

de mármore [André (2012)]

Gameiro (2013) realizou um estudo bastante semelhante ao de André (2012), substituindo os

AN finos por ARM finos. Em relação à trabalhabilidade, Gameiro concluiu que esta diminui

quando se substitui AN de areia de rio por ARM (Figura 2.4), ao contrário de André. Gameiro

Tra

ba

lha

bil

ida

de (

cm

)

Agregados reciclados



13

explica, ainda, que esta perda de trabalhabilidade pode ser devida às características alongadas e

angulosas das partículas de mármore, ao contrário das partículas de areia de rio, que se

apresentam mais arredondadas e finas.

Figura 2.4 - Resultados do ensaio de abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de substitu ição de AN

por ARM [Gameiro (2013)]

Bonavetti et al. (2000) estudaram a influência do processo inicial de cura nas propriedades de

betões com fíler de calcário misturado com o cimento. Neste estudo, foram utilizados um betão

de cimento Portland corrente e outros dois com substituição de 10 e 20% deste pelos fíleres

referidos. A quantidade de cimento e a relação a/c foram mantidas constantes em 350 kg/m3 e

0,50, respectivamente. Estes autores obtiveram resultados para a trabalhabilidade semelhantes

para os vários tipos de betões, sem que fosse necessária uma correcção da relação a/c.

Çelik et al. (1996) analisaram o efeito da substituição de agregados finos por pó de calcário em

algumas propriedades do betão. Ao caracterizarem o referido pó, chegaram a uma massa

volúmica de 2,65 kg/m3 e um módulo de finura de 3,39. Os betões produzidos por Çelik et al.

(1996) continham uma quantidade de cimento de 420 kg/m3 e realizaram substituições de 5, 10,

15, 20, 25 e 30% de agregado fino por pó de calcário. Quanto à trabalhabilidade, Çelik et al.

(1996) concluíram que, com o aumento da taxa de substituição de agregados finos por pó, a

trabalhabilidade diminui. Este resultado é explicado pelo facto de, ao ser mantida a relação a/c

das misturas, o aumento da superfície específica provocada pela adição de pó exigir uma maior

quantidade de água para que se consiga humedecer a totalidade da superfície dos agregados e,

consequentemente, níveis de trabalhabilidade semelhantes.

À semelhança de Çelik et al. (1996), Vijayalakshmi et al. (2013) estudaram a influência da

substituição dos agregados finos do betão por pó de pedra, neste caso proveniente do tratamento

de granito, em percentagens de substituição de 5, 10, 15, 20, 25%. Vijayalakshmi et al. (2013)

mantiveram a relação a/c e a quantidade de cimento constantes para todas as taxas de

substituição, sendo os valores utilizados 0,4 e 465 kg/m3, respectivamente. Os resultados

obtidos por Vijayalakshmi et al. (2013) são semelhantes aos obtidos por Çelik et al. (1996),

tendo a trabalhabilidade diminuído com o aumento da taxa de substituição de areia por pó de

granito. Vijayalakshmi et al. (2013) relacionam estes resultados com o facto de o agregado

muito fino de granito ter uma forma muito angular, contribuindo para um maior atrito entre os

agregados grossos e a pasta cimentícia, e mais de 90% dos seus constituintes terem uma

dimensão inferior a 50 m, aumentando assim a superfície específica total dos agregados e

levando a uma maior exigência de água.


14

2.4.2. Massa volúmica

André (2012), no seu estudo referido anteriormente, constatou que a massa volúmica dos betões

com substituição dos AN de calcário por grossos de mármore se mantém aproximadamente

constante (Tabela 2.2). Para uma taxa de substituição de 20%, existe um ligeiro aumento do

valor desta propriedade devido, provavelmente, ao rearranjo das partículas sólidas do betão,

tornando-o mais compacto.

Tabela 2.2 - Massa volúmica e a sua variação de betões com ARM (BRC-betão referência de cálcário, BC20-

betão com 20% substituição de agregados grossos por ARM, BC50- 50% de substituição, BRM-betão com

100% de agregados grossos de mármore) [André (2012)]

Betão Massa volúmica (kg/m3) Variação (%)

BRC 2382 0,0

BC20 2401 0,8

BC50 2397 0,6

BRM 2377 -0,2

Gameiro (2013) chegou a resultados similares aos de André (2012), concluindo que a

incorporação de ARM em betão não provoca variações significativas na sua massa volúmica

(Figura 2.5). No caso dos AN de calcário, ao substituí-los por ARM, a massa volúmica do betão

aumenta, devido à maior massa volúmica dos ARM.

Figura 2.5 - Relação entre a massa volúmica do betão e as taxas de substituição de AN por ARM [Gameiro

(2013)]

2.4.3. Absorção de água por capilaridade

A água é uma das principais causas de degradação do betão. Quando entra nos vazios do betão,

transporta substâncias que o degradam e, se congelar, cria fendas neste, reduzindo a sua

resistência. Essas substâncias transportadas podem também levar a uma precoce corrosão das

armaduras. Topçu et al. (2009) citam Hanzic (2003), dizendo que, quando um material

homogéneo poroso tem um potencial hidráulico constante ao longo de uma superfície húmida, a

água consegue atingir alturas consideráveis dentro deste através da absorção por capilaridade.

Coutinho e Gonçalves (1994) referem que a absorção de água por capilaridade depende: da

finura do cimento, diminuindo quando a finura aumenta; da relação a/c, aumentando para

relações a/c maiores; da idade, diminuindo quando a idade aumenta; da duração da cura húmida,

Mass

a

vo

lúm

ica

no

est

ad

o f

resc

o (

kg

/m3)

2415

2395

2375

2355

2335

3353

5



15

sendo tanto menor quanto maior for a sua duração; e da compacidade do betão, sendo tanto

menor quanto maior esta for. A adição de adjuvantes do tipo plastificantes pode também

diminuir drasticamente a absorção de água por capilaridade.

Topçu et al. (2009) estudaram a influência da adição de LCM em betões autocompactáveis e

concluíram que, para valores dessa adição entre 50 e 200 kg/m3, o coeficiente de capilaridade é

menor do que em betões convencionais. Esta diminuição é explicada pela capacidade que estes

agregados muito finos têm para preencher os vazios no betão, diminuindo portanto a capacidade

da água de entrar no betão por fenómenos de capilaridade.

Menadi et al. (2009) estudaram a influência da incorporação de agregados muito finos de

calcário em betões. No seu estudo, foi utilizada uma quantidade de cimento constante de 350

kg/m3, à semelhança da presente dissertação. Estes autores concluíram que existe uma redução

de aproximadamente 5% da absorção de água por capilaridade para uma taxa de adição de 15%.

Na sua pesquisa, Bonavetti et al. (2000) concluíram que a absorção de água por capilaridade

diminui quando existe uma maior adição de fíleres de calcário no cimento. Este resultado foi

explicado pelo efeito que os fíleres têm no preenchimento dos vazios do betão, obstruindo assim

a capacidade da água de se movimentar neste.

Gonçalves (2000) estudou os efeitos da adição de resíduos de corte de granito em betão,

analisando mais concretamente a absorção de água por capilaridade, por imersão e a porosidade

efectiva. No que diz respeito à absorção de água por capilaridade, Gonçalves (2000) concluiu

que, para uma taxa de adição de resíduos de granito de 10% em relação ao peso de cimento, este

tipo de absorção é menor, reduzindo-se cerca de 20,2%. No entanto, para uma taxa de adição de

20% a absorção capilar aumenta em relação à taxa de adição de 10% (Figura 2.6).

Figura 2.6 - Taxa de absorção de água por capilaridade em função da adição de resíduos de corte de granito

[Gonçalves (2000)]

A explicação para este resultado está ligada à porosidade efectiva dos betões analisados, sendo

que, para a adição de 10%, a porosidade efectiva diminuiu 12%, enquanto que, para a taxa de

incorporação de 20%, aumentou 6%, como representado na Figura 2.7.

Ta

xa

de

ab

so

rçã

o (

g/h

1/2

)

Adição de RCG (%)


16

Figura 2.7 - Porosidade efectiva em função do teor de adição de resíduos de corte de granito [Gonçalves

(2000)]

Face a estes resultados, Gonçalves (2000) concluiu, à semelhança de Bonavetti et al. (2000),

que a adição de 10% de resíduos de corte de granito promove um preenchimento dos poros,

criando assim uma barreira física ao movimento ascendente da água e diminuindo a absorção de

água por capilaridade. Em relação à adição de 20%, ao existir um elevado aumento do material

muito fino, ocorre um maior refinamento da estrutura porosa do betão, formando caminhos

preferenciais para a circulação de água e aumentando assim a absorção de água por

capilaridade.

2.4.4. Absorção de água por imersão

André (2012) estudou também a variação da absorção de água por imersão de betões com

substituição de AN por ARM. As variações registadas não são significativas (-5,4 a 5,8% para

todos tipos de substituição no seu estudo), sendo que, para a substituição de agregados grossos

de calcário, a absorção de água por imersão apresenta uma ligeira diminuição, devida

essencialmente à menor absorção de água dos agregados de mármore em relação aos agregados

de calcário (Tabela 2.3).

Tabela 2.3 - Variação da absorção de água por imersão com a substituição de AN por ARM [André (2012)]

Betão Absorção por imersão (%) Variação (%)

BRC 14,1 0,0

BC20 13,8 -2,3

BC50 13,3 -5,4

BRM 14,0 -0,8

Gameiro (2013), ao estudar a absorção de água por imersão, verificou que a substituição de AN

de areia de rio por ARM produz melhores resultados para taxas de substituição entre 20 e 50%,

sendo que, para uma substituição de 100%, esta absorção é maior (Figura 2.8). Mais uma vez, a

redução da absorção de água do betão está relacionada com a menor absorção de água por parte

Teor de adição (%)

Po

ros

ida

de

efe

cti

va

po

ten

cia

l (%

)



17

dos ARM em relação aos AN. O aumento desta propriedade para a taxa de substituição de 100%

pode ser devido às diferentes características físicas e geométricas entre AN e ARM.

Figura 2.8 - Absorção de água por imersão de betões com AN finos substituídos por ARM [Gameiro (2013)]

Gonçalves (2000), como referido no ponto anterior, estudou a absorção de água por imersão de

betões com adição de resíduos de corte de granito e chegou a resultados semelhantes aos da

absorção de água por capilaridade. Para o caso de incorporação de 10% deste tipo de resíduos,

este autor registou uma diminuição da absorção por imersão de 10,2% e para a taxa de 20% um

incremento de 2,5% (Figura 2.9). A justificação para estes resultados é idêntica à referida para a

absorção por capilaridade, realçando o facto de os resíduos, ao serem um material muito fino,

preencherem os vazios na matriz cimentícia do betão e dificultarem assim a entrada de água no

seu interior.

Figura 2.9 - Resultados da absorção de água por imersão em função da taxa de incorporação de resíduos de

corte de granito [Gonçalves (2000)]

Çelik et al. (1996) avaliaram a absorção de água por imersão de betões com incorporação de pó

de calcário com a diminuição da quantidade de agregados finos. Os seus resultados são

ilustrados na Figura 2.10, na qual é visível uma diminuição da absorção de água até valores de

substituição de 15% e, a partir dessa taxa, um incremento desta propriedade. Até a uma taxa de

Ab

so

rçã

o p

or

ime

rsã

o (

%)

Teor de adição (%)


18

adição de 15%, o pó de calcário actua como fíler, preenchendo parte dos vazios existentes no

betão e impedindo assim a entrada de água neste. Já para percentagens de adição superiores a

15%, ao aumentar a quantidade de pó de calcário, deixa de existir pasta cimentícia suficiente

para envolver a totalidade de agregados grossos e finos, levando assim a um incremento dos

vazios entre o cimento e os agregados e, por conseguinte, à entrada de mais água no betão.

Figura 2.10 - Absorção de água por imersão em função da taxa de substituição de agregados finos por pó de

calcário [adaptado de Çelik et al. (1996)]

Contrariamente aos resultados obtidos por Çelik et al. (1996), Vijayalakshmi et al. (2013)

concluíram que a absorção de água por imersão de betões com incorporação de pó de granito em

substituição de agregados finos aumenta com o incremento da taxa de substituição, notando que

para taxas até 15% esse incremento não é significativo. A razão para a subida deste valor está

relacionada com a diminuição da trabalhabilidade e, por conseguinte, da compacidade do betão

à medida que a taxa de substituição aumenta. Outro factor para o aumento da absorção de água

por imersão é o aumento da superfície específica promovido pela incorporação de agregados

muito finos, como referido por Vijayalakshmi et al. (2013).

2.4.5. Resistência à carbonatação

No seu estudo, André (2012) constatou que os valores de profundidade de carbonatação para as

diversas taxas de substituição são muito parecidos, não tendo portanto os ARM influência

significativa nesta reacção (Figura 2.11). Concluiu também que não existe uma relação directa

entre a absorção por imersão e esta propriedade.

Gameiro (2013) obteve valores da variação da resistência à carbonatação que não podem ser

ignorados. No caso da substituição dos AN finos de calcário por ARM finos, a frente de

carbonatação avançou mais rapidamente e apresenta valores mais elevados (Figura 2.12).

Perc

en

tag

em

de a

bso

rção

Percentagem de pó de calcário



19

Figura 2.11 - Profundidade de carbonatação, em função do tempo, para substituições de AN de calcário por

ARM [André (2012)]

A comparação destes resultados com os de André (2012) demonstra a maior influência dos

agregados finos em relação aos grossos no que concerne à resistência à carbonatação.

Figura 2.12 - Profundidade de carbonatação para diferentes taxas de substituição de AN finos de calcário por

ARM [Gameiro (2013)]

Yague et al. (2005) realizaram um estudo envolvendo a adição em betão de dry sludge (lamas

secas), provenientes da água residual de uma estação de tratamento em Barcelona. Estes

utilizaram percentagens de adição de 2,5, 5 e 10% em relação ao peso de cimento. Os resultados

obtidos são ilustrados na Figura 2.13, na qual é evidente um aumento da profundidade de

carbonatação com o incremento da taxa de adição. É ainda interessante realçar que a frente de

carbonatação é mais profunda para maiores tempos de exposição em condições de elevada

concentração de dióxido de carbono, sendo este aumento considerável para a taxa de adição de 5

e 10%.


20

Figura 2.13 - Profundidade de carbonatação em relação à taxa de adição de dry sludge [adaptado de Yague

(2005)]

Vijayalakshmi et al. (2013) investigaram a influência da substituição dos agregados finos no

betão por pó de granito, nomeadamente na profundidade de carbonatação. Vijayalakshmi et al.

(2013) concluíram que, até taxas de substituição de 15%, a profundidade de carbonatação se

mantém equivalente à do betão de referência, enquanto que, para taxas superiores a esta, a

carbonatação aumenta consideravelmente. Vijayalakshmi et al. (2013), face aos resultados

observados, recomendam uma taxa de substituição máxima de finos por pó de calcário de 15%,

sendo que taxas superiores a esta não são aconselháveis na produção de betão estrutural.

Kalla et al. (2013) efectuaram um estudo às propriedades mecânicas e em termos de

durabilidade de betões com substituição de cimento por cinza volante. Estes autores efectuaram

taxas de substituição entre 40 e 65% em termos de volume de cimento e em intervalos de

substituição de 5%. Foi também estudada a influência da variação da relação a/c nas

propriedades do betão com as referidas substituições, tendo sido usadas relações a/c de 0,45,

0,50 e 0,55. No que toca à resistência à carbonatação, Kalla et al. (2013) concluíram que esta

apenas aumenta para substituições de 45%, sendo que para taxas crescentes de substituição a

resistência à carbonatação diminui significativamente, chegando mesmo a observar -se a

completa carbonatação dos provetes para a taxa de substituição de 65%. Outra conclusão deste

estudo está relacionada com a influência da relação a/c. Kalla et al. (2013) verificaram que, para

relações a/c maiores, a velocidade com que ocorre a carbonatação é mais elevada em

comparação com relações a/c menores. Os resultados de Kalla et al. (2013) para a resistência à

carbonatação são apresentados na Figura 2.14.

Pro

fun

did

ad

e m

éd

ia d

e c

arb

on

ata

ção

(m

m)

Percentagem de adição de dry sludge

30 dias

60 dias



21

Figura 2.14 - Profundidade de carbonatação em relação à substituição de cimento por cinza volante

[adaptado de Kalla et al. (2013)]

2.4.6. Resistência à penetração de cloretos

A resistência à penetração de cloretos é uma propriedade crucial para estruturas com betão que

se encontrem perto do mar, mesmo não estando em contacto directo com este, uma vez que este

tipo de substâncias é abundante nesses locais. Um betão armado com fraca resistência à

penetração de cloretos pode comprometer a boa qualidade das armaduras ao longo do seu tempo

de vida, uma vez que os cloretos em contacto com as armaduras provocam uma corrosão

precoce e rápida das mesmas.

Binici et al. (2008) referem que a incorporação de agregados de mármore, grossos neste caso,

no betão melhora a resistência à penetração de cloretos aos 28 dias em relação ao mesmo teste

feito ao betão de referência. Esta redução da penetração de cloretos pode chegar a 70%. Este

incluiu também escória de alto-forno moída como agregado fino nos betões.

André (2012), por outro lado, no seu estudo semelhante ao de Binici et al. (2008), concluiu o

contrário, ou seja, que a incorporação de ARM prejudica esta resistência, como é visível na

Figura 2.15. Essa redução de resistência pode ser explicada pela baixa presença de alumina

(Al2O3) no mármore utilizado. Uma vez que a presença de alumina beneficia a formação de

aluminato tricálcico (C3A) e este fixa os iões de cloreto, uma maior percentagem de alumina

resulta numa maior resistência à penetração de cloretos.

Pro

fun

did

ad

e d

e c

arb

on

ata

ção

(mm

)

Percentagem de substituição

a/c 0,45 a/c 0,50 a/c 0,55


22

Figura 2.15 - Coeficiente de difusão dos cloretos médio em função da taxa de subst ituição de AN por ARM

[André (2012)]

Gameiro (2013) chegou a resultados bastante semelhantes aos de André (2012), verificando no

entanto um menor aumento do coeficiente de difusão de cloretos (Figura 2.16). O facto pelo

qual a incorporação de ARM prejudica a resistência à penetração de cloretos é referido acima, e

uma vez que os agregados finos se encontram em menores quantidades no betão do que os

grossos, é natural a diferença de resultados entre Gameiro e André.

Figura 2.16 - Comparação dos resultados obtidos por Gameiro e André para a resistência à penetração de

cloretos [Gameiro (2013)]

Gesoglu et al. (2012) testaram betões com incorporação de 5, 10 e 20% de pó de mármore em

relação ao peso de cimento utilizado. Chegaram à conclusão de que todos os níveis de adição

melhoram a resistência à penetração de cloretos em relação ao betão de referência e que uma

adição de 5% em termos de peso de cimento é a que produz os melhores resultados para este

teste.

Menadi et al. (2009), já referidos, obtiveram uma diminuição da permeabilidade à penetração de

cloretos com a adição de 15% de agregados muito finos de calcário. O uso de uma relação a/c

de 0,65 a 0,70 pode ter influenciado negativamente este resultado. Não obstante, estes autores

recomendam uma maior precaução do uso deste tipo de betões em zonas de ambiente marítimo.

Co

efi

cie

nte

de d

ifu

são

de

clo

reto

s a

os

91

dia

s (x

10

-12)



23

Por outro lado, Bonavetti et al. (2000) constataram uma melhoria na permeabilidade à

penetração de cloretos em betões com fíleres de calcário incorporados no cimento. Esta

diferença de resultados face ao estudo de Menadi et al. (2009) pode ser explicada pelas

diferentes relações a/c utilizadas pelos diferentes autores, concluindo-se assim que esta relação

é crucial para um bom desempenho deste tipo de betões face à penetração de cloretos.

Vijayalakshmi et al. (2013), ao contrário dos restantes autores, concluíram que a resistência à

penetração de cloretos é inversamente proporcional à taxa de substituição de finos por pó de

granito. No entanto, para substituições de 5, 10, e 15%, o valor da penetração é equivalente ao

valor registado para o betão de referência. Vijayalakshmi et al. (2013) referem que o aumento

da penetração de cloretos é justificado pela fraca compacidade do betão, levando a uma maior

microestrutura porosa e descontinuidade nesse sistema poroso. A baixa compactação do betão

está ligada à diminuição da trabalhabilidade do mesmo aquando do aumento da taxa de

substituição de finos por pó de granito.

Kalla et al. (2013) investigaram a influência da substituição de cimento por cinza volante e da

variação da relação a/c na resistência à penetração de cloretos. Os resultados obtidos mostram

que esta resistência se mantém aproximadamente constante para as várias taxas de substituição,

tendo a máxima resistência à penetração de cloretos sido obtida para 45% de substituição e a

mínima resistência para substituições de 65%. Constataram também que, quanto menor a

relação a/c, melhor será este tipo de resistência, sendo este resultado explicado pelo facto de,

quanto menor a relação a/c, menor a porosidade do betão e mais difícil a entrada de iões de

cloreto no betão.

2.4.7. Retracção

No que se refere ao ensaio à retracção, como constatado no início deste subcapítulo, os estudos

referentes a este ensaio para incorporação de agregados de mármore são praticamente

inexistentes.

Coutinho et al. (1994) definem a retracção como a diminuição das dimensões das peças de betão

provocada geralmente pela secagem que se verifica desde o final da compactação até ao estado

limite de equilíbrio com o ambiente, a temperatura constante e na ausência de qualquer tensão

aplicada.

É também referido por Coutinho et al. (1994) que a retracção é uma propriedade importante

para os materiais de construção pelas suas consequências. A restrição à deformação que

normalmente é imposta a estes materiais, tanto por atrito como por ligações sólidas, ge ra

tensões de tracção que podem exceder a resistência conduzindo ao aparecimento de fissuras.

Estas afectam a durabilidade pela entrada de água que pode causar a corrosão precoce das

armaduras.

A retracção é influenciada por vários factores que, por ordem de importância, são: dimensão das

peças, teor em água de amassadura, dosagem de cimento, natureza do agregado, granulometria,

duração do período de cura, humidade ambiente, composição do cimento, entre outros. A

influência dos adjuvantes a longo prazo é pouco relevante, não se observando em geral

diferenças superiores a 10%, mas em idades mais jovens por vezes as variações podem ser

maiores. Os plastificantes e superplastificantes podem interferir na retracção se forem usados


24

para aumentar a trabalhabilidade ou para obter maiores resistências. No primeiro caso, observa-

se que a retracção diminui, enquanto no segundo caso a retracção aumenta [Coutinho et al.

(1994)].

Gameiro (2013) estudou a influência da substituição de AN finos por ARM finos na retração do

betão, concluindo que esta diminui com o aumento da taxa de adição (Figura 2.17). Tendo em

conta as características geométricas do mármore, este permite a formulação de betões mais

compactos e uma menor quantidade de pasta cimentícia nos interstícios entre partículas,

reduzindo a porosidade do betão. Assim, devido à dificuldade de libertação de água por

evaporação, a retracção processou-se de um modo mais lento, provocando menores tensões de

compressão no betão.

Figura 2.17 - Retracção média aos 91 dias em função da taxa de substituição dos AN por ARM [Gameiro

(2013)]

Çelik et al. (1996), no seu estudo sobre a influência da substituição de agregados finos por pó

de calcário, concluíram que, em paralelo ao que acontece com a resistência à compressão, a

retracção aumenta até à taxa de substituição de 10% e, a partir desta, diminui ( Figura 2.18). Na

explicação para este resultado, Çelik et al. (1996) apenas citam Arthanary et al. (1985)

afirmando que betões mais resistentes são mais rígidos, menos permeáveis e altamente

resistentes a efeitos climáticos, mas exibem maior retracção, o que está de acordo com os

resultados obtidos por Çelik et al. (1996).



25

Figura 2.18 - Retracção em função da taxa de substituição de agregados finos por pó de calcário [adaptado de

Çelik et al. (1996)]

Kalla et al. (2013) avaliaram a retracção de betões com substituição do cimento por cinza

volante e diferentes relações a/c. Estes autores utilizaram um sistema digital para leitura de

tensões no betão causadas pela retracção do mesmo. Os resultados obtidos por Kalla et al.

(2013) podem ser observados na Figura 2.19, na qual é notório um aumento das tensões no

betão com o aumento da taxa de substituição, à parte algumas variações residuais. A retracção

aumenta também com o aumento da relação a/c, o que é explicado pelo facto de os betões, ao

terem mais água na sua constituição, perderem também mais água por reacções de hidratação

com o cimento e por evaporação ao longo do tempo.

Figura 2.19 - Retracção em função da taxa de substituição de cimento por cinza volante [adaptado de Kalla et

al. (2013)]

2.5. Propriedades de adjuvantes do tipo plastificantes

Coutinho (1988) define adjuvante como a substância utilizada em percentagem inferior a 5%

da massa do cimento, adicionada durante a amassadura, aos componentes normais das

argamassas e betões, com o fim de modificar certas propriedades destes materiais, quer no

Retr

acção

(%

)

Percentagem de pó de calcário

Retr

ação

(x

10

-6 m

/m)

Percentagem de substituição

a/c 0,50 a/c 0,45 a/c 0,55


26

estado fluido, quer no estado sólido, quer ainda no momento da passagem de um estado para o

outro.

Os adjuvantes do tipo plastificantes podem também ser designados por redutores da água de

amassadura. Estes são substâncias constituídas por moléculas tenso-activas que compreendem

uma parte hidrófila, cujo efeito é baixar a tensão superficial da água na intersuperfície em que

está absorvida, e outra parte, hidrófoba, pouco importante neste caso. A predominância do

grupo hidrófilo provoca uma forte tendência para que o adjuvante seja absorvido pelas

partículas mais finas dos agregados [Coutinho (1988)].

Ao adicionar um agente plastificante à água, este é absorvido pelas partículas de cimento,

expulsando o ar em contacto com estas. Desta forma, é formada uma camada de moléculas de

água à volta das partículas, reduzindo o atrito entre si, tornando-se desnecessária para a redução

a existência de camadas muito espessas de água, o que permite aproximá-las sem que o atrito

aumente. Este fenómeno dá o nome a este tipo de adjuvantes de redutores da água de

amassadura [Coutinho (1988)].

Os plastificantes são adicionados ao betão com as seguintes finalidades [Coutinho (1988)]:

aumentar a tensão de rotura;

reduzir a dosagem de cimento, sem alterar a tensão de rotura nem a trabalhabilidade;

aumentar a trabalhabilidade, mantendo a relação água / cimento;

diminuir a permeabilidade.

Quando este tipo de adjuvantes é adicionado sem existir uma correcção da trabalhabilidade, o u

seja, da relação a/c, os efeitos causados pela adição podem não ser tão benéficos como os

esperados (Figura 2.20). A correcção da trabalhabilidade é fundamental para um bom

aproveitamento das propriedades dos plastificantes.

Figura 2.20 - Influência de adjuvantes do tipo plastificante em função da dosagem de cimento e da correcção

da trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão [Coutinho (1988)]

Os plastificantes permitem reduzir entre 5 e 15% a quantidade de água, provocando um aumento

da tensão de rotura de 10 a 20%.



27

Os superplastificantes funcionam de modo idêntico aos plastificantes, tendo uma eficiência

muito maior. Permitem reduzir a relação a/c entre 20 e 30% para a mesma trabalhabilidade sem

influenciar o processo de hidratação.

Ao contrário dos plastificantes, que são subprodutos industriais, os superplastificantes são

produtos industriais produzidos especialmente para dispersantes de cimento. Estes têm um

efeito mais intenso e menos duradouro mas podem ser adicionados de novo antes de o betão

fazer presa, uma propriedade bastante interessante principalmente quando o betão tem de ser

transportado durante muito tempo após o seu fabrico.

O não ajuste da trabalhabilidade no caso de adições de superplastificantes pode levar à

diminuição das tensões de rotura do betão, uma vez que o efeito redutor de água destes

adjuvantes é bem maior do que o dos plastificantes. A correcta correcção da relação a/c

(trabalhabilidade) é crucial no uso de superplastificantes, como é visível na Figura 2.21.

Figura 2.21 - Influência dos superplastificantes em função da dosagem de cimento e da correcção da

trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão [Coutinho (1988)]

2.5.1. Utilização em betões

Cartuxo (2013) estudou a influência de adjuvantes do tipo plastificante na durabilidade de

betões com incorporação de agregados finos reciclados de betão. No seu estudo, utilizou dois

tipos de plastificantes, um deles de utilização corrente e outro do tipo superplastificante, à

semelhança do que é feito nesta dissertação.

Para o caso do plastificante corrente, a sua adição nos vários tipos de betões teve uma influência

positiva, observando-se uma melhoria das propriedades destes. Este tipo de adjuvante provocou,

no betão de referência, uma melhoria de mais de 30% da resistência à compressão, da absorção

de água por capilaridade e da resistência à carbonatação. Cartuxo concluiu, também, que o

aumento da presença de agregados finos reciclados de betão atenua a capacidade de actuação

dos plastificantes correntes, explicando que, ao ser incorporado este tipo de agregados, existe

um aumento da superfície específica, sendo portanto também necessário, devido ao mecanismo

de actuação dos plastificantes, um aumento da quantidade de plastificante. Já no caso dos

superplastificantes, a incorporação de agregados finos reciclados de betão não prejudica a sua


28

capacidade de actuação. A incorporação de superplastificantes permitiu um aumento em mais de

35% de todas as propriedades estudadas à excepção da retracção.

Sumer (2007) estudou a viabilidade do uso de fíleres e de superplastificante em betões de alta

resistência. Foram formulados betões com 375, 400 e 425 kg/m3 em quantidade de cimento e,

para cada quantidade de cimento, um tipo de betão sem adições, outro com adição de 1,5% de

superplastificante, em relação ao peso de cimento, e um último com adição de 1,5% de

superplastificante e 5% de substituição do peso de cimento por fíler. A trabalhabilidade foi

mantida em 170 ± 15 mm para todos os tipos de betão. Sumer (2007) avaliou a resistência à

compressão e a massa volúmica dos referidos betões, tendo concluído que uma substituição de

5% em peso de cimento por fíler, em conjunto com o superplastificante, potencia a resistência à

compressão num valor de 9% em relação ao betão apenas com adição de superplastificante e em

25 a 33% em relação ao betão sem qualquer tipo de adições ou substituições. Os resultados dos

ensaios da resistência à compressão aos 28 dias realizados por Sumer (2007) são ilustrados na

Figura 2.22. Quanto à massa volúmica, Sumer (2007) concluiu que, tanto a utilização de

superplastificantes como a substituição de fíleres por cimento, aumentam esta propriedade

(Figura 2.23) e diminuem a presença de ar no interior do betão. Estes indicadores têm especial

significado para a presente dissertação, uma vez que o betão, ao ter uma menor quantidade de ar

no seu interior, terá uma maior compacidade e logo melhores propriedades em termos de

durabilidade.

Figura 2.22 - Resistência à compressão em relação à adição de superplastificante e/ou substituição de cimento

por fíler [adaptado de Sumer (2007)]

Resi

stên

cia

à c

om

pre

ssão

(M

Pa)

Sem aditivo Aditivo

químico Aditivo

químico + fíler

Dosagem

375 kg/m3

Dosagem

400 kg/m3

Dosagem

425 kg/m3



29

Figura 2.23 - Massa volúmica em relação à adição de superplastificante e/ou substituição de cimento por fíler

[adaptado de Sumer (2007)]

Peiwei et al. (2001) avaliaram a influência de superplastificantes e de material muito fino na

durabilidade de betões de alta resistência. Estes autores utilizaram escória de fósforo

(phosphoric slag) como material muito fino. A quantidade de água foi constante para todos os

tipos de betão, enquanto que o superplastificante foi utilizado em cinco taxas em relação ao

peso de cimento, nomeadamente 0, 8, 10, 12 e 14%. Em termos de material muito fino, este

substituiu o cimento numa taxa de 0 e 20% em relação ao peso de cimento, sendo a quantidade

de referência do cimento de 550 kg/m3. Peiwei et al. (2001) concluíram que, no que se refere à

trabalhabilidade, o betão é mais fluido com a substituição de 20% de cimento por agregados

muito finos em relação ao betão de referência. Concluíram também que, com o incremento de

superplastificante, a trabalhabilidade aumenta mais rapidamente nos betões com agregados

muito finos. Em relação à penetração de cloretos, Peiwei et al. (2001) formularam betões com

adição de superplastificante e com 30 e 50% de substituição de cimento por agregados muito

finos, para além de um betão de referência apenas com adição de superplastificante. No que diz

respeito a esta última propriedade, Peiwei et al. (2001) observaram uma diminuição da difusão

de cloretos no betão com o aumento da taxa de substituição de cimento, tendo esta reduzido

entre 23 e 33% em relação ao betão de referência.

Valcuende et al. (2012) estudaram a influência do uso de fíleres de calcário e de

superplastificantes na retracção de betões auto-compactantes. Os referidos autores formularam

seis tipos de betões, todos com uma relação a/c de 0,6: N-300, contendo 300 kg/m3 de cimento e

adição de 1,2% em peso de cimento de superplastificante; S-300/125, contendo 300 kg/m3 de

cimento e adições de 1,9% em peso de cimento de superplastificante e de 125 kg/m3 de fíler de

calcário; N-350, contendo 350 kg/m3 de cimento e adição de 0.3% em peso de cimento de

superplastificante; S-350/0, contendo 350 kg/m3 de cimento e adição de 1.6% em peso de

cimento de superplastificante; S-350/45, contendo 350 kg/m3 de cimento e adições de 1,6% em

peso de cimento de superplastificante e de 45 kg/m3 de fíler de calcário; S-350/90, contendo 350

kg/m3 de cimento e adições de 1,5% em peso de cimento de superplastificante e de 90 kg/m

3 de

fíler de calcário. As referidas nomenclaturas são importantes para a compreensão da Figura

2.24, que representa a retracção ao longo de 365 dias nos betões ensaiados. Valcuende et al.

(2012) chegaram a duas conclusões importantes, sendo a primeira a diminuição da retracção

Mass

a v

olú

mic

a (

kg

/m3)

Sem aditivo

Dosagem

375 kg/m3

Dosagem

400 kg/m3

Dosagem

425 kg/m3

Aditivo

químico

Aditivo

químico + fíler


30

quando é adicionado superplastificante e a segunda o aumento da retracção com o incremento

da taxa de adição de fíleres de calcário.

Figura 2.24 - Retracção em função da adição de fíler de calcário de betões auto-compactaveis com 300 kg/m3

de cimento (esquerda) e com 350 kg/m3 (direita) [adaptado de Valcuende et al. (2012)]

2.6. Outras aplicações das lamas de corte de mármore

A investigação feita em novas aplicações de agregados de mármore tem sido bastante activa nos

últimos anos. A preocupação em encontrar formas de aproveitar este tipo de resíduos é a causa

para este aumento de investigação, uma vez que estes se acumulam nos aterros das pedreira s e

têm grandes impactes tanto a nível visual como a nível ambiental. Existe também a necessidade

de aproveitamento destes materiais pois, como referido, na indústria do mármore existe uma

grande percentagem de desperdícios e é portanto um benefício económico para estas indústrias

que existam outras utilizações e alternativas de aproveitamento destes resíduos.

Bilgin et al. (2012) referem que a adição de LCM na produção de argamassas para a produção

de tijolos é uma alternativa muito interessante. Concluíram que, para uma adição até 10% em

peso deste material, as propriedades dos tijolos se mantêm constantes e, para adições superiores

a 10%, existe uma melhoria das suas propriedades mecânicas, bem como um aumento da

compacidade para relações de a/c iguais.

Num estudo feito por Alyamaç et al. (2009), estes concluíram que a incorporação de LCM em

betões autocompactáveis tem como resultado uma melhoria das suas propriedades no seu estado

endurecido. Topçu et al. (2009) obtiveram os mesmos resultados do que Alyamaç. Corinaldesi

et al. (2010) e Aliabdo et al. (2014) verificaram ainda que, devido ao seu elevado grau de

finura, a adição deste tipo de agregados melhora o nível de compacidade de argamassas e

betões.

Aruntas et al. (2010) conseguiram ainda concluir que o custo da produção de cimento pode ser

reduzido adicionando 10% em peso de cimento de LCM, trazendo também bastantes benefícios

para as suas propriedades quando fresco e endurecido.

Retr

acção

(x

10

-6 m

/m)

Tempo (dias) Tempo (dias)

Retr

acção

(x

10

-6 m

/m)



31

2.7. Conclusões

A realização desta pesquisa proporcionou uma maior compressão da influência de se incorporar

tanto outros tipos de agregados para além dos correntemente utilizados como adjuvantes do tipo

plastificantes. Foi possível concluir que existe uma lacuna nas investigações feitas na temática

de betões com agregados reciclados no que se refere às propriedades em termos de durabilidade,

sendo portanto a presente dissertação uma contribuição para a diminuição desta lacuna

bibliográfica.

É possível concluir que as propriedades dos agregados muito finos de mármore são semelhantes

entre si em diferentes zonas, à excepção da superfície específica, que varia consoante o grau de

trituração do mármore e de outros processos aquando da sua formação nas pedreiras

Sobre as propriedades do betão no estado fresco, conclui-se que a trabalhabilidade, com a

incorporação de agregados muito finos, diminui porque o material muito fino apresenta uma

elevada superfície específica, sendo portanto necessária a utilização de maiores quantidades de

água para níveis de trabalhabilidade semelhantes, e ao mesmo tempo pela sua forma angulosa,

oferece mais atrito à movimentação dos constituintes do betão no seu interior e diminui assim a

sua fluidez. Quanto à massa volúmica, a generalidade dos autores conclui que esta não sofre

variações significativas em relação a betões correntes.

Analisando as propriedades do betão no estado endurecido, a presença de agregados muito finos

permite uma melhoria deste tipo de propriedades. No que diz respeito à absorção de água por

capilaridade, esta diminui até certas taxas de substituição, uma vez que, ao incorporar material

muito fino no betão, este material irá preencher os vazios no betão dificultando assim

fenómenos de absorção de água por capilaridade. À semelhança da absorção de água por

capilaridade, a absorção de água por imersão diminui como o aumento da taxa de incorporação

de agregados muito finos, sendo apenas registado por Vijayalakshmi et al. (2013) um aumento

deste fenómeno. Quanto à resistência à carbonatação, existe uma diminuição com a

incorporação de agregados muito finos, sendo que Kalla et al. (2013) observam ainda que esta

propriedade diminui mais rapidamente para relações a/c maiores. Já para a resistência à

penetração de cloretos, os resultados variam entre os vários autores, sendo que a única

conclusão consensual é que esta resistência aumenta para menores valores da relação a/c. Por

último e apesar de não existirem muitos estudos efectuados analisando a retracção de betões

com agregados muito finos, foi possível concluir que a incorporação deste tipo de agregados no

betão potencia este fenómeno.

Finalmente, com a presente compilação de pesquisas bibliográficas, conclui -se que a

incorporação de adjuvantes do tipo plastificante melhora todas as propriedades do betão, à

excepção da retracção, que piora com a utilização deste tipo de adjuvante.


32



33

3. Campanha experimental

3.1. Introdução

Com este capítulo, pretende-se descrever a campanha experimental realizada no âmbito da

presente dissertação de mestrado. Desta forma, descreve-se a formulação dos betões de

referência, com e sem superplastificantes, os procedimentos experimentais utilizados na sua

produção, os ensaios aos seus constituintes, bem como os ensaios ao betão no estado fresco e

endurecido.

No que se refere aos ensaios laboratoriais aos constituintes do betão, apenas foram analisados os

agregados grossos e finos e as lamas de corte de mármore (LCM) a incorporar neste. A análise

apenas destes constituintes deve-se ao facto de a água utilizada ser proveniente da rede de

abastecimento pública de Lisboa e de o cimento ter sido sujeito a um controlo de qualidade na

central de produção.

No presente capítulo, é também feita referência à regulamentação em vigor no âmbito dos

ensaios laboratoriais aos agregados e ao betão no estado fresco e endurecido. A referida

regulamentação, representada na prática por normas e especificações, permite um maior rigor

nos ensaios realizados bem como a possibilidade de comparação de resultados com dis sertações

e artigos referentes a matérias idênticas à da presente dissertação.

3.2. Planificação das fases da campanha experimental

Com o intuito de simplificar o planeamento da campanha experimental, esta foi dividida em três

fases. A primeira diz respeito aos ensaios dos componentes do betão, nomeadamente os

agregados grossos e finos, a segunda à realização de betonagens experimentais e definitivas e a

terceira aos ensaios de durabilidade feitos ao betão no estado endurecido.

É importante referir que as primeiras duas fases da campanha experimental foram realizadas em

conjunto com o aluno Ricardo Rodrigues, enquanto na terceira fase este analisou o betão quanto

às suas propriedades mecânicas, resultando numa dissertação paralela e complementar da

presente. Uma vez que para, a compreensão dos resultados do desempenho em termos de

durabilidade do betão, é crucial analisar alguns parâmetros mecânicos deste, será feita

referência aos resultados obtidos pelo referido aluno na análise da durabilidade feita na pre sente

dissertação.

3.2.1. Primeira fase experimental

A caracterização realizada aos agregados utilizados na constituição do betão teve por base cinco

ensaios para os grossos e três ensaios para os finos, sendo que o índice de forma e o índice de

desgaste de Los Angeles apenas são analisados para os agregados grossos. Esta caracterização

permite conhecer as propriedades destes constituintes do betão, para poder ser feita uma análise

mais rigorosa dos resultados obtidos no final da presente campanha experimental.

Capítulo 3 - Campanha experimental

34

Na Tabela 3.1, são apresentados os ensaios e respectivas normas utilizadas na análise dos

agregados.

Tabela 3.1 - Ensaios e normas utilizadas na caracterização dos agregados

Tipo de

Agregados Ensaio Norma

Agregados

grossos

Absorção de água e massa

volúmica NP EN 1097-6 (2003)

Análise granulométrica NP EN 933-1 (2000) e NP EN 933-2 (1999)

Baridade e volume de vazios NP EN 1097-3 (2003)

Desgaste de Los Angeles LNEC E-237 (1970)

Índice de forma NP EN 933-4 (2002)

Agregados

finos

Absorção de água e massa

volúmica NP EN 1097-6 (2003)

Análise granulométrica NP EN 933-1 (2000) e NP EN 933-2 (1999)

Baridade e volume de vazios NP EN 1097-3 (2003)

No que se refere às LCM, estes foram ensaiados no Laboratório Nacional de Engenharia Civil

(LNEC), tendo sido submetidos aos ensaios apresentados na Tabela 3.2.

Tabela 3.2 - Normas e ensaios realizados às LMC

Ensaio Norma

Superfície específica de Blaine e massa volúmica NP EN 196-6

Baridade NP EN 1097-3

Análise granulométrica NP EN 933-10

Composição química NP EN 196-2

Composição mineralógica -

3.2.2. Segunda fase experimental

Esta segunda fase da campanha experimental foi subdividida em duas partes: uma primeira com

o objectivo de produção de várias amassaduras experimentais e uma segunda visando a

produção dos betões definitivos.

No que refere às amassaduras experimentais, estas representam uma etapa importante de

preparação das amassaduras finais, uma vez que através destas serão corrigidas algumas

incertezas no que se refere à relação a/c dos betões e, dessa forma, à sua trabalhabilidade. Estas

correcções tornam-se importantes, uma vez que se pretende que todos os betões finais

produzidos estejam inseridos na mesma classe de trabalhabilidade e, assim sendo, seja possível

a comparação de resultados entre estes. O valor do abaixamento do cone de Abrams, medida

indirecta da trabalhabilidade, foi estabelecido em 125 ± 15 mm. No final desta primeira parte da

segunda fase experimental, tornou-se possível formular as amassaduras finais a serem

produzidas



35

Na segunda parte da presente fase, foram produzidos todos os betões definitivos para posterior

análise em termos de durabilidade. Logo após a sua produção, foram realizados os ensaios ao

betão no estado fresco. Estes ensaios, e respectivas normas, são apresentados na Tabela 3.3.

Tabela 3.3 - Ensaios e normas utilizadas para análise do betão no estado fresco

Ensaio Norma

Abaixamento do cone de Abrams NP EN 12350-2 (2002)

Massa volúmica no estado fresco NP EN 12350-6 (2002)

3.2.3. Terceira fase experimental

Na última fase da campanha experimental, foram analisados todos os betões quanto às suas

características em termos de durabilidade. Nessa análise, foram realizados ensaios de absorção

por capilaridade e imersão, resistência à penetração de cloretos e à carbonatação, e retracção. O

ensaio de resistência à compressão, realizado pelo aluno Ricardo Rodrigues, será também

contemplado na presente dissertação, uma vez que esses resultados servirão para comparar as

características mecânicas com as características em termos de durabilidade dos betões.

Na Tabela 3.4 são apresentadas as normas referentes aos ensaios a realizar ao betão no estado

endurecido.

Tabela 3.4 - Ensaios e normas utilizadas na análise do betão no estado endurecido

Ensaio Norma

Resistência à compressão NP EN 12390-3 (2003)

Absorção de água por capilaridade LNEC E 393 (1993)

Absorção de água por imersão LNEC E 394 (1993)

Resistência à penetração de cloretos LNEC E 463 (2004)

Resistência à carbonatação LNEC E 391 (1993)

Retracção LNEC E 398 (1993)

3.3. Formulação do betão de referência

O betão de referência utilizado na presente dissertação foi formulado através da curva de

referência de Faury, sendo os cálculos necessários para essa formulação apresentados no Anexo

A. No mesmo anexo, são apresentados os provetes utilizados em cada amassadura de betão,

assim como a estimativa do volume de total de betão a ser produzido no decorrer da campanha

experimental. No Anexo B, são apresentadas as fichas técnicas dos adjuvantes do tipo

plastificante utilizados no decorrer da campanha experimental.

Na Tabela 3.5, são apresentadas as características gerais e componentes a incorporar nos betões

produzidos ao longo da campanha experimental. Na Tabela 3.6, é apresentada a composição dos

vários betões produzidos.


36

Tabela 3.5 - Características gerais e componentes dos betões formulados

Parâmetro Descrição

Classe de resistência C25/30

Classe de consistência S3 (100 a 150 mm)

Classe de exposição XC3 (moderadamente húmido)

Ligante CEM II 42,5R

Tipo de agregados primários Areia de rio

Máxima dimensão do agregado 22,4 mm

Água de amassadura Potável, da rede de abastecimento pública de Lisboa

Local de fabrico Laboratório de Construção

Adjuvantes e adições Sikament 400 Plus, SikaPlast 898 e lamas de corte de mármore

Tabela 3.6 - Composição dos betões produzidos, por metro cúbico, ao longo da campanha experimental

BR B0,5 B0,10 B0,20 B1,0 B1,5 B1,10 B1,20 B2,0 B2,5 B2,10 B2,20

Taxa de

substituição (%) 0 5 10 20 0 5 10 20 0 5 10 20

Cimento (kg) 350 332,5 315 280 350 332.5 315 280 350 332,5 315 280

Água (l) 189 191,3 190,1 184,4 168 170,5 165,9 163,9 147 149,6 152,1 153,6

Areia 1 (kg) 622,0 618,9 618,9 622,0 641,2 638,0 641,2 641,2 660,4 657,2 654,0 650,8

Areia 2 (kg) 326,4 324,7 324,7 326,4 336,5 334,8 336,5 336,5 346,6 344,9 343,2 341,5

Bago de arroz

(kg) 167,1 166,2 166,2 167,1 172,3 171,4 172,3 172,3 177,4 176,5 175,7 174,8

Brita 1 (kg) 129,0 128,3 128,3 129,0 132,9 132,3 132,9 132,9 136,9 136,3 135,6 134,9

Brita 2 (kg) 548,3 545,5 545,5 548,3 565,2 562,4 565,2 565,2 582,1 579,3 576,5 573,7

LCM (kg) 0 15,4 30,7 61,4 0 15,4 30,7 61,4 0 15,4 30,7 61,4

Adjuvante (kg) 0 0 0 0 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5

Relação a/l 0,54 0,55 0,55 0,54 0,48 0,49 0,48 0,48 0,42 0,43 0,44 0,45

Abaixamento

(cm) 12,5 12,6 12,3 12,3 11,8 13,1 12,5 12,3 13,7 12 12,5 12,7

3.4. Produção dos betões

A produção dos betões engloba duas fases, sendo a primeira o processo de amassadura em si e a

segunda a correcção da relação água/cimento. Esta segunda fase apenas é executada quando o

valor do ensaio de abaixamento não se encontra nos limites estipulados no subcapítulo 3.2.2. .

3.4.1. Processo de amassadura

O processo de amassadura foi, na presente dissertação, alvo de estudo. À partida, existe um

processo de amassadura geralmente usado para o caso de betões correntes. Já a presente

dissertação, ocorrem duas situações não tão comuns, que passam pela adição de LCM e de

adjuvantes do tipo plastificantes.



37

Não obstante, o processo de amassadura iniciou-se sempre com a medição dos seus constituintes

em massa, sendo esta mais exacta e prática em relação à medição dos componentes em volume.

De referir que os últimos componentes a serem medidos foram sempre a água e o cimento, para

evitar os fenómenos de evaporação da primeira e de hidratação do segundo.

No que se refere ao processo de amassadura do betão de referência, este iniciou -se pela

humidificação da betoneira e continuou-se o processo pelos passos referidos de seguida:

colocou-se os agregados grossos e 2/3 da água prevista para a amassadura na betoneira,

em conjunto com a água a ser absorvida pelos agregados naturais;

após 4 minutos de mistura, foram adicionados os agregados finos e continuou-se o

processo de mistura por mais 2 minutos, até se obter uma mistura homogénea;

no final, colocou-se na betoneira o restante 1/3 de água prevista para o processo de

amassadura e o cimento, deixando-se homogeneizar a mistura por mais 4 minutos.

As diferenças entre o processo normal de amassadura e os restantes são:

nos betões com incorporação de LCM, estas foram colocadas na betoneira em conjunto

com os agregados grossos e antes da adição dos 2/3 da água de amassadura; de seguida,

foi ligada a betoneira durante aproximadamente 5 minutos, tapando a abertura da

betoneira com um material plástico para evitar a saída do material muito fino; este

processo é feito para permitir a degradação de alguns grumos existentes no conjunto das

LCM;

nos betões com adição de adjuvantes do tipo plastificantes, como recomendado pelo seu

fabricante, estes são misturados com o último terço de água a ser colocada na mistura.

Após o processo de amassadura, o betão é descarregado para um carrinho de mão (Figura 3.1) e

transportado para a zona onde se encontram os moldes, tendo estes sido previamente

lubrificados com óleo descofrante. De seguida, o betão é vibrado com um vibrador de agulha,

durante 20 segundos. Durante o processo de vibração, é necessário manter a agulha numa

posição vertical, sem tocar na superfície do molde para evitar que a calda de cimento se

acumule ao longo desta, e a sua introdução e retirada do provete devem ser feitas a velocidade

constante.

Figura 3.1 - Colocação do betão do carrinho de mão após o processo de amassadura

Findo o processo de vibração, os provetes foram mantidos à temperatura e humidade ambientes,

sendo apenas colocada uma folha plástica sobre os moldes para minimizar a evaporação inicial,


38

durante 24 horas, período após o qual foram colocadas os provetes nas respectivas câmaras de

cura.

3.5. Ensaios aos agregados

3.5.1. Introdução

Os agregados são componentes geralmente inertes do betão que influenciam as suas

características, tanto no estado fresco como no estado endurecido. Uma vez que estes

componentes ocupam uma importante parte do betão, a sua caracterização é imprescindível.

Existem vários tipos de ensaios para caracterizar as propriedades dos betões, entre os quais os

ensaios às propriedades geométricas e às propriedades mecânicas e físicas.

Quanto aos ensaios às propriedades geométricas, foi feita uma análise à forma e composição

granulométrica dos agregados, através dos ensaios de determinação do índice de forma, apenas

para os agregados grossos, e de análise granulométrica. No que se refere às propriedades

mecânicas e físicas, foram realizados ensaios para determinação da absorção de água e massa

volúmica, baridade e volume de vazios, e o ensaio de desgaste de Los Angeles, sendo que este

último foi apenas efectuado para os agregados grossos.

3.5.2. Análise granulométrica

3.5.2.1. Objectivos e normas de ensaio

A análise granulométrica permite a determinação da granulometria dos agregados, quantificando

a percentagem de partículas de agregado retidas numa série de peneiros com aberturas

normalizadas. Com esta análise, é possível representar as curvas granulométricas dos vários

agregados e, a partir destas, determinar as proporções ideais a incorporar no betão para que a

sua compacidade seja a melhor possível.

No que se refere à regulamentação, foram utilizadas as normas NP EN 933-1 (2000) “Ensaios

das propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: Análise granulométrica. Método de

peneiração” e 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”. A primeira define o procedimento experimental a seguir para

a análise granulométrica e a segunda os peneiros de ensaio a utilizar e respetivas dimensões das

aberturas.

3.5.2.2. Equipamento utilizado

Na realização do ensaio de análise granulométrica, foram necessários os seguintes

equipamentos:

peneiros de ensaio;

peneirador mecânico (Figura 3.2);

estufa ventilada (110 ± 5 °C) (Figura 3.2);

balança de precisão de ± 0,1% da massa a utilizar;



39

tabuleiros;

escova metálica.

Figura 3.2 - Estufa ventilada a 110 ± 5 °C (esquerda) e peneirador mecânico (direita)

3.5.2.3. Definição das amostras

Na definição da massa das amostras a ensaiar, recorreu-se à máxima dimensão do agregado,

como preconizado na NP EN 933-1. Esta dimensão representa a menor abertura do peneiro que

retém no máximo 10% da massa dos agregados. Desta forma, na Tabela 3.7, são apresentados os

valores estipulados na norma.

Tabela 3.7 - Massa mínima dos provetes de ensaio

Máxima dimensão do

agregado Dmáx (mm)

Massa mínima do

provete (kg)

0,4 0,2

8 0,6

16 2,6

32 10

63 40

Para valores intermédios aos estipulados pela norma, a massa mínima do provete é obtida

através de uma interpolação linear entre os valores tabelados.

Para garantir massa constante, os agregados foram previamente secos em estufa ventilada a uma

temperatura de 110 ± 5 ºC por um período de 24 horas, período após o qual se realizaram

pesagens sucessivas intercaladas de 1 hora até que a massa do provete não apresentasse variação

de massa superior a 0,1%. Assim que se concluiu que estes apresentavam massa constante, foi

iniciado o ensaio.

3.5.2.4. Procedimento experimental

O procedimento de ensaio seguiu as seguintes etapas:


40

após secagem do provete em estufa ventilada até massa constante, foi registada a sua

massa - M1;

lavou-se a amostra com água, através do peneiro de 0,063 mm, até que a água ao

atravessar a amostra apresentasse um aspecto límpido;

secou-se a amostra através do procedimento anteriormente descrito e registou-se de

novo a sua massa - M2:

colocou-se a amostra na coluna de peneiros, de acordo com a NP EN 933-2, com os

peneiros por ordem decrescente de abertura da malha, de cima para baixo;

peneirou-se a amostra através do agitador mecânico em intervalos de 90 segundos até

que a massa retida em cada peneiro não variasse mais do que 1%;

pesou-se o material retido em cada peneiro - Ri;

pesou-se ainda o material retido no fundo da coluna de peneiros, o refugo - R0.

3.5.2.5. Cálculo dos resultados do ensaio

Para definir as várias curvas granulométricas, foi utilizada a expressão 3.1 para calcular a

percentagem de material retido em cada peneiro:

%𝑅𝑖 =

𝑅𝑖

𝑀1× 100 (3.1)

onde,

%Ri - percentagem de material retido no peneiro i;

Ri - massa de material retido no peneiro i (g);

M1 - massa total da amostra seca (g).

A acrescentar a estes valores, foi também calculada a quantidade de finos presente na amostra,

dada pela expressão 3.2:

%𝑓 =

(𝑀1 − 𝑀2) + 𝑅0

𝑀1× 100 (3.2)

onde,

%f - percentagem de finos presente na amostra que atravessa o peneiro de 0,063 mm;

M1 - massa total da amostra seca (g);

M2 - massa da amostra após lavagem e secagem (g);

R0 - massa da amostra após lavagem e secagem que atravessa o peneiro 0,063 mm (g).

A norma define ainda que, de forma a validar a execução do presente ensaio, a soma das massas

R0 e (M1-M2) não tenha uma diferença superior a 1% em relação à massa inicial da amostra M 1.

Caso isto não se verifique, o ensaio torna-se inválido e é necessário repeti-lo.

A partir dos valores das percentagens obtidos através deste processo determinaram-se os

módulos de finura através da soma das percentagens totais de material retido nos peneiros da

série principal, dividida por 100.



41

3.5.3. Índice de forma


O presente ensaio tem como objectivo a determinação do índice de forma dos agregados,

caracterizando as partículas como cúbicas ou não cúbicas. Esta caracterização é feita

relacionando o comprimento das maiores e menores dimensões das partículas, classifi cando-as

de cúbicas ou não cúbicas se essa relação for maior ou menor do que três, respectivamente. O

índice de forma apenas é avaliado para os agregados grossos, uma vez que os procedimentos

experimentais correntes tornam impossível a sua realização para o caso dos agregados finos.

A forma dos agregados tem elevada importância para o comportamento do betão,

nomeadamente na trabalhabilidade e compacidade, sendo que é preferível que os agregados

tenham uma forma arredondada e cúbica, ao invés de uma forma angulosa e alongada.

A regulamentação seguida para o procedimento experimental deste ensaio foi a norma NP EN

933-4 (2002) “Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 4: Determinação da

forma das partículas - Índice de forma”.


Na realização do ensaio laboratorial, foi utilizado o seguinte equipamento:


estufa ventilada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.2);

craveira electrónica;

peneirador mecânico;

peneiros de ensaio.


A massa mínima das amostras a ensaiar está relacionada com a máxima dimensão do agregado a

ensaiar, sendo que foi utilizada a Tabela 3.8 para a sua determinação. Para valores da dimensão

máxima do agregado intermédios, recorreu-se a uma interpolação linear para determinar essa

massa.

Tabela 3.8 - Massa mínima da amostra para o ensaio de índice de forma


agregado Dmáx (mm)

Massa mínima do

provete (kg)

8 0,1

16 1

32 6

63 45

Anteriormente ao ensaio, os provetes foram secos em estufa ventilada a 110 ± 5 °C até se obter

massa constante, sendo então peneirada e registada a massa das partículas cuja dimensão se

encontra entre 4 e 63 mm - M1.


42


Após a preparação dos provetes, foram seguidas as seguintes etapas para a determinação do

índice de forma:

peneirou-se os provetes de ensaio nas diferentes granulometrias;

registou-se as massas retidas em cada um dos peneiros de referência e a sua

percentagem relativa à massa total - Mfi e %fi;

excluiu-se todas as fracções granulométricas com percentagem relativa inferior a 10%;

mediu-se as máximas e mínimas dimensões das partículas e juntou-se as não cúbicas por

granulometria;

pesou-se cada conjunto de partículas não cúbicas por fracção granulométrica - Mni.


A partir dos valores obtidos através do procedimento experimental descrito, o índice de forma

foi calculado recorrendo à seguinte expressão:

𝐼𝑓 =

∑ 𝑀𝑛𝑖𝑦𝑖=1

∑ 𝑀𝑓𝑖𝑥𝑖=1

× 100 (3.3)

onde,

If - índice de forma (%);

∑ Mfi - somatório da massa de x partículas de cada uma das fracções granulométricas

(g);

∑ Mni - somatório da massa de y partículas não cúbicas pertencentes a cada uma das

fracções granulométricas (g).

3.5.4. Desgaste de Los Angeles


O ensaio de desgaste de Los Angeles tem como objectivo avaliar a resistência à fragmentação e

desgaste dos agregados grossos, através da perda de massa decorrente do contacto com uma

carga abrasiva. A resistência à fragmentação está directamente ligada à resistência mecânica dos

agregados e, deste modo, à resistência mecânica do betão.

No que se refere à regulamentação, foi seguida a metodologia proposta pela especificação

LNEC E-237 (1970) “Ensaio de desgaste pela máquina de Los Angeles”.


O equipamento utilizado no presente ensaio foi o seguinte:


peneiros de ensaio;




43


máquina de desgaste de Los Angeles (Figura 3.3);

carga abrasiva composta por 11 esferas de aço com diâmetro entre 46 e 49 mm e massa

entre 400 e 445 g.

Figura 3.3 - Máquina de desgaste de Los Angeles


Na especificação seguida para a realização deste ensaio, é definido que este deve ser feito a um

conjunto de partículas pertencentes a um agregado que passe num peneiro de ensaio com uma

malha de 14 mm e que é retido num peneiro de 10 mm. É ainda definido que a amostra

apresente uma massa de 5 kg e que respeite uma das seguintes composições:

entre 60 e 70% da amostra passa no peneiro de ensaio com malha de 12,5 mm;

ou

entre 30 e 40% da amostra passa no peneiro de ensaio com malha de 11.2 mm.

Na preparação do ensaio, procedeu-se à peneiração do provete de modo a obter fracções

granulométricas de 10 a 11,2 mm e de 12,5 a 14 mm. De seguida, lavou-se e secou-se cada uma

das fracções granulométricas até massa constante em estufa ventilada (110 ± 5 °C). Retirou -se a

amostra da estufa, compôs-se o provete de acordo com os requisitos de granulometria

apresentados e reduziu-se de modo a que a amostra apresentasse uma massa de 5000 ± 5 g. Esta

massa é registada como M1.


O procedimento experimental passou pelas seguintes fases:

preparou-se a carga abrasiva em função das dimensões do provete de ensaio;

introduziu-se a amostra e a carga abrasiva na máquina de Los Angeles;


44

ligou-se a máquina de desgaste a uma velocidade aproximadamente constante de 30 a 33

rpm;

após 500 revoluções, o provete foi cuidadosamente retirado da máquina e peneirado

através do peneiro com malha de 1,6 mm;

lavou-se e secou-se o material retido em estufa ventilada (110 ± 5 °C) até massa

constante;

pesou-se a massa de material retido já lavado - M2.


O resultado do ensaio é dado através do coeficiente de Los Angeles (LA), que representa a

percentagem de massa que passa pelo peneiro com malha de 1,6 mm após a realização do

ensaio. O seu valor é calculado através da expressão (3.4):

𝐿𝐴 (%) =

𝑀1 − 𝑀2

𝑀1× 100 (3.4)

onde,

M1 - massa do provete (g);

M2 - massa de material que fica retido no peneiro com malha de 1,6 mm (g).

3.5.5. Absorção de água e massa volúmica


A massa volúmica e a absorção de água dos agregados são as características mais relevantes

destes agregados para uma correcta composição do betão.

No que se refere à massa volúmica, esta é essencial no processo de fabrico do betão. Apesar de

as dosagens de agregados serem calculadas em volume, por razões práticas é mais conveniente a

sua dosagem em massa, sendo portanto necessário o conhecimento da massa volúmica para esta

conversão de volume para massa.

O conhecimento da absorção de água dos agregados é importante, porque na formulação do

betão apenas é calculada a água necessária para a correcta presa do betão, não sendo

contabilizadas perdas devidas a outros fenómenos. Logo, por existir porosidade nos agregados,

torna-se necessário contabilizar as perdas de água associadas à absorção. Por vezes, uma

alteração da quantidade de água modifica significativamente a relação água/cimento do betão,

condicionando assim a trabalhabilidade e consistência do betão. No entanto, para a presente

dissertação em que o betão apenas contém agregados naturais, as perdas devido à absorção não

são significativas, como será analisado mais à frente nos resultados experimentais.

A norma seguida para a realização deste ensaio foi a NP EN 1097-6 (2003) “Ensaios das

propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação da massa volúmica e

absorção de água”. Tendo em consideração esta regulamentação, foi utilizado o método de

picnómetro, fazendo distinção entre agregados grossos e finos, ou seja, maiores e menores do

que 4 mm, respectivamente.



45


O presente ensaio necessitou do seguinte equipamento:


peneiros de ensaio;


balança de precisão de ± 0,1 % da massa a utilizar;

termómetro;

picnómetro.


Agregados finos - partículas de dimensões entre 0,064 e 4 mm

Para os agregados finos, a norma recomenda a análise de um provete de massa superior a 1 kg

no método do picnómetro. Para garantir a utilização de partículas no intervalo pretendido, e

como sugerido na regulamentação, foram removidas as partículas com dimensões fora do

intervalo entre 0,064 e 4 mm através da lavagem do provete com os peneiros com as dimensões

mencionadas.

Agregados grossos - partículas de dimensões entre 4 e 31,8 mm

Já para o caso dos agregados grossos, a norma define um valor mínimo para a massa dos

provetes de ensaio tendo em conta a máxima dimensão do agregado, como é representado na

Tabela 3.9. Para valores intermédios daqueles presentes na norma, o valor mínimo da massa dos

provetes foi obtido através de uma interpolação linear.

Tabela 3.9 - Massa mínima dos provetes para o ensaio de absorção de água e massa volúmica


agregado Dmáx (mm)

Massa mínima do

provete (kg)

8 1

16 2

31 5

Para os agregados grossos, realizou-se também uma lavagem dos provetes através dos peneiros

com malha entre 4 e 31,8 mm, para que seja garantida apenas a presença de partículas dentro da

granulometria desejada.


Para determinar a absorção de água e massa volúmica dos agregados, foi seguido o

procedimento descrito de seguida, sendo que este é diferente entre agregados finos e grossos:

Agregados finos - partículas de dimensões entre 0,064 e 4 mm

Colocou-se o provete no picnómetro, adicionando água à temperatura de 22 ± 3 °C até à

total imersão do provete;


46

agitou-se cuidadosamente o conjunto de modo a eliminar o ar existente na mistura,

seguindo-se a imersão do picnómetro em água a 22 ± 3 °C durante 24 ± 0,5 horas;

após este período e agitando novamente o picnómetro para libertar o ar existente na

mistura, adicionou-se água no picnómetro até transbordar;

pesou-se o picnómetro com tampa e sem água na sua superfície - M2;

decantou-se grande parte da água do picnómetro e espalhou-se o provete num tabuleiro;

pesou-se, novamente, o picnómetro com tampa e cheio com água - M3;

registou-se a temperatura da água de modo a garantir que não ocorreram variações de

temperatura superiores a 2 °C;

secou-se lentamente o provete com uma corrente de ar quente para eliminar a água

presente na superfície das partículas;

mexeu-se o provete até este atingir a temperatura ambiente;

pesou-se o provete saturado com superfície seca - M1;

por último, secou-se totalmente o provete em estufa ventilada (110 ± 5 ºC) até massa

constante e registou-se esse valor - M4.

Agregados grossos - partículas de dimensões entre 4 e 31,8 mm

Colocou-se o provete no picnómetro, adicionando água à temperatura de 22 ± 3 °C até à

total imersão do provete;

agitou-se cuidadosamente o conjunto de modo a eliminar o ar existente na mistura,

seguindo-se a imersão do picnómetro em água a 22 ± 3 °C durante 24 ± 0,5 horas;

após este período e agitando novamente o picnómetro para libertar o ar existente na

mistura, adicionou-se água no picnómetro até transbordar;

pesou-se o picnómetro com tampa e sem água na sua superfície - M2;

decantou-se grande parte da água do picnómetro e espalhou-se o provete num tabuleiro;

pesou-se, novamente, o picnómetro com tampa e cheio com água - M3;

registou-se a temperatura da água de modo a garantir que não ocorreram variações de

temperatura superiores a 2 °C;

espalhou-se o provete numa camada monogranular sobre um pano seco e secou-se até

que o provete apresentasse um aspecto húmido, mas sem películas de água na superfície

das partículas;

pesou-se o provete saturado com superfície seca - M1;

no final, secou-se o provete em estufa ventilada (110 ± 5 °C) até massa constante e

registou-se esse valor - M4.


Com o presente ensaio, foi possível calcular três tipos de massa volúmica, nomeadamente a

massa volúmica do material impermeável (ρa), massa volúmica das partículas secas em estufa

(ρrd) e massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (ρssd). Os seus valores foram

calculados recorrendo às seguintes equações:

𝜌𝑎 =

𝑀4

[𝑀1 − (𝑀2 − 𝑀3)]/𝜌𝑤 (𝑘𝑔 𝑑𝑚3)⁄ (3.5)



47

𝜌𝑟𝑑 =

𝑀4

[𝑀4 − (𝑀2 − 𝑀3)]/𝜌𝑤 (𝑘𝑔 𝑑𝑚3)⁄ (3.6)

𝜌𝑠𝑠𝑑 =

𝑀1

[𝑀1 − (𝑀2 − 𝑀3)]/𝜌𝑤 (𝑘𝑔 𝑑𝑚3)⁄ (3.7)

Quanto à absorção de água (em percentagem de massa seca) após imersão dos provetes durante

24 horas (WA24), foi utilizada a seguinte expressão:

𝑊𝐴24 =

(𝑀1 − 𝑀4)

𝑀4× 100 (3.8)

em que,

M1 - massa do provete saturado com superfície seca (g);

M2 - massa do picnómetro com o provete saturado no seu interior (g);

M3 - massa do picnómetro apenas com água no seu interior (g);

M4 - massa do provete seco em estufa (g);

ρw - massa volúmica da água (kg/dm3).

3.5.6. Baridade e volume de vazios


A baridade é a propriedade dos agregados que relaciona a sua massa com o volume aparente.

Esta é essencialmente afectada por factores de ordem física, nomeadamente a compactação dos

agregados, assim como a sua granulometria e geometria.

A baridade irá influenciar, principalmente, a quantidade de vazios presente no betão. Assim, as

características do betão estão directamente relacionadas com esta grandeza, sendo que, para

valores da baridade maiores, o betão irá apresentar resistência e durabilidade superiores.

Pelo facto de a baridade se relacionar com o volume de vazios existente nos agregados, através

da norma NP EN 1907-3 (2003) “Ensaios para a determinação das propriedades mecânicas e

físicas dos agregados. Parte 3: Método para a determinação da massa volúmica e dos vazios”, é

possível quantificar estas duas grandezas.

3.5.6.2. Equipamento utilizado.

O equipamento utilizado no presente ensaio foi o seguinte:

balança de precisão de ± 0,1 % da massa a utilizar;

baldes de aço inoxidável de 5 e 10 litros dependendo da máxima dimensão dos

agregados;


varão de compactação.


48


Para se quantificar a massa do provete a ensaiar, recorreu-se aos valores previstos pela norma

NP EN 1097-3 (2003) e apresentados na Tabela 3.10.

Tabela 3.10 - Capacidade mínima de recipientes em função das dimensões máximas dos agregados


agregado Dmáx (mm)

Capacidade mínima do

recipiente (l)

4 1

16 5

31,5 10

63 20

Foram preparados três provetes com massa correspondentes à dimensão do recipiente a utilizar

e submetidos a uma secagem em estufa ventilada a 110 ± 5 °C até massa constante.


O procedimento experimental passou pelas seguintes etapas:

pesou-se a massa do recipiente vazio e seco - M1;

encheu-se o recipiente como o agregado até transbordar e sem compactação;

nivelou-se a superfície do provete de forma a restringir o agregado à geometria do

provete;

pesou-se o balde cheio com o provete - M2;

repetiu-se o procedimento para os restantes agregados.


A seguinte expressão foi utilizada para o cálculo da baridade:

𝜌𝑖 =

(𝑀2 − 𝑀1)

𝑉× 100 (3.9)

onde,

ρi - massa volúmica aparente do provete i (kg/m3);

M1 - massa do recipiente de ensaio (kg);

M2 - massa do recipiente de ensaio cheio com o agregado (kg);

V - volume do recipiente de ensaio (m3).

Para se obter a massa volúmica aparente de cada agregado, representada por ρ t, recorre-se à

média dos valores obtidos para cada um dos provetes.

A percentagem de vazios foi obtida através da expressão seguinte:

𝛺 =

(𝜌𝑟𝑑 − 𝜌𝑡)

𝜌𝑟𝑑× 100 (3.10)



49

onde,

Ω - percentagem de vazios;

ρrd - massa volúmica dos agregados secos em estufa, segundo a norma NP EN 1097-6

(kg/m3);

ρt - média da massa volúmica aparente dos provetes de ensaio de cada agregado (kg/m3).

3.6. Ensaios ao betão em estado fresco

3.6.1. Introdução

Os ensaios ao betão no estado fresco permitem o controlo de qualidade da produção e estimar o

futuro desempenho dos betões. Os ensaios realizados nesta fase foram o abaixamento do cone

de Abrams e a massa volúmica. Através destes ensaios, é possível analisar a consistência das

amassaduras, de forma a calibrar a composição dos vários betões para que estes cumpram a

classe de trabalhabilidade estipulada.

3.6.2. Abaixamento do cone de Abrams


O ensaio de abaixamento do cone de Abrams permite, de uma forma indirecta, avaliar a

trabalhabilidade do betão produzido. Este parâmetro é medido pelo abaixamento de um volume

troncocónico de betão, com dimensões normalizadas, relativamente à altura inicial. Na presente

dissertação, o valor do abaixamento foi definido em 125 ± 15 mm, sendo que, para valores fora

deste intervalo, seria corrigida a relação água/cimento até que a amassadura apresentasse a

consistência desejada.

No que se refere à regulamentação, a norma NP EN 12350-2 (2002) “Ensaios de betão fresco:

Ensaio de abaixamento” define o procedimento experimental a ser executado.


O seguinte equipamento foi utilizado na realização deste ensaio:

base rasa metálica (Figura 3.4);

colher de pedreiro;

cronómetro;

funil de enchimento do molde (Figura 3.4);

molde troncocónico de dimensões padrão segundo a NP EN 12350-2 (2002) (Figura

3.4);

pano molhado;

varão de compactação segundo a NP EN 12350-2 (2002) (Figura 3.4);

régua graduada de 0 a 300 mm (Figura 3.4).


50

Figura 3.4 - Base rasa metálica, funil de enchimento, molde troncocónico, varão de compactação e régua

graduada


A massa da amostra utilizada neste ensaio foi definida considerando as dimensões do molde

troncocónico a preencher com betão, sendo que a totalidade da massa produzida na betoneira foi

posteriormente misturada manualmente para garantir a homogeneidade na composição de todo o

betão produzido.


Na realização deste ensaio, foram seguidos os seguintes passos:

humedeceu-se a base rasa metálica, o molde troncocónico e o funil de enchimento do

molde,

fixou-se o molde na base metálica com o peso do operador em ambas as abas laterais do

molde e colocou-se o funil de enchimento na abertura superior do molde;

colocou-se uma camada de betão no molde, perfazendo um terço da altura do molde,

seguida de 25 pancadas de compactação com o varão;

repetiu-se o passo anterior por mais duas vezes até que o molde fosse totalmente

preenchido;

foi retirado o funil e alisou-se a superfície do provete à face do molde com o auxílio da

colher de pedreiro;

eliminou-se o excesso de betão no molde com um pano molhado e retirou-se

posteriormente o molde num movimento constante vertical compreendido entre 5 e 10

segundos;

verificou-se a validade do ensaio pelo aspecto final do abaixamento e mediu-se esse

valor - h (Figura 3.5).



51

Figura 3.5 - Medição do ensaio de abaixamento do cone de Abrams


Para o cálculo do abaixamento do cone de Abrams, foi utilizada a seguinte expressão:

ℎ = 𝐻 − ℎ𝑚á𝑥 (3.11)

onde,

h - abaixamento do cone de Abrams (mm);

H - altura do molde troncocónico (mm);

hmáx - altura do ponto médio do provete deformado num ensaio válido (mm).

O presente ensaio apenas se considera válido nas condições representadas na Figura 3.6. A

situação de colapso ocorre para betões com relações água/cimento muito elevadas ou com

adição de plastificantes. Para o caso de um abaixamento irregular, considera -se o ponto médio

de abaixamento como o valor de abaixamento. Finalmente, quando ocorre um abaixamento

uniforme de todo o provete, considera-se que esse abaixamento é verdadeiro e é medido esse

valor para o ponto mais alto do provete deformado.

Figura 3.6 - Tipos de abaixamentos válidos (NP EN 12350-2 (2002))

3.6.3. Massa volúmica


Outro factor utilizado para analisar o desempenho futuro de um betão ainda no seu estado fresco

é a massa volúmica. Esta permite avaliar o grau de porosidade das misturas e, por conseguinte,

a comparação entre compacidades dos diferentes betões.


52

O procedimento seguido na realização do ensaio é estipulado pela norma NP EN 12350-6

(2002) “Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica”.


Foram utilizados os seguintes equipamentos para a realização deste ensaio:

agulha vibratória;

balança de precisão ± 0,1 % da massa a utilizar;

balde cilíndrico metálico de 10 litros (Figura 3.7);

colher de pedreiro;

pano molhado;

varão de compactação.

Figura 3.7 - Balde cilíndrico metálico


Tal como no ensaio do abaixamento do cone de Abrams, no presente ensaio é necessária a

massa de amostra suficiente para encher o volume do balde cilíndrico definido pela

regulamentação considerada. Para garantir que essa amostra apresentava homogeneidade nas

suas características, foi posteriormente misturada manualmente com o auxílio da colher de

pedreiro.


A realização deste ensaio seguiu o procedimento enunciado de seguida:

registou-se a massa do balde metálico vazio - M1;

colocou-se o betão com a colher de pedreiro no balde até transbordar;

o provete foi vibrado até uma completa compactação do betão;

nivelou-se a superfície do provete com o auxílio do varão de compactação;

limpou-se a superfície do balde metálico com o pano húmido de modo a remover algum

betão indesejado;

finalmente, pesou-se o conjunto composto pelo betão e o balde metálico - M2.



53


A massa volúmica do betão no estado fresco foi calculada através da seguinte expressão:

𝑀𝑣 =

𝑀2 − 𝑀1

𝑉 (3.12)

onde,

Mv - massa volúmica do betão no estado fresco (kg/m3);

M1 - massa do balde cilíndrico metálico (kg);

M2 - massa do conjunto do recipiente com o betão fresco compactado no seu interior

(kg);

V - volume do recipiente metálico (m3).

3.7. Ensaios ao betão no estado endurecido

3.7.1. Introdução

O betão, no seu estado endurecido, pode ser caracterizado e analisado através de diversos tipos

de ensaios. Estes ensaios permitem avaliar o seu comportamento, sendo que este pode ser

distinguido em três tipologias: comportamento mecânico, físico e durabilidade. Como referido,

na presente dissertação, o betão foi avaliado quanto ao seu desempenho em termos de

durabilidade, sendo possível estimar o seu comportamento em situações de utilização corrente.

Para estudar a durabilidade dos betões produzidos, estes foram submetidos a diversos ensaios de

modo a simular os fenómenos a que o betão se encontra exposto em situações práticas,

nomeadamente: retracção, absorção de água por capilaridade, absorção de água por imersão,

penetração de cloretos e, finalmente, carbonatação.

Uma vez que muitas vezes as propriedades mecânicas do betão, e nomeadamente a sua

compacidade, estão relacionadas com o seu desempenho em termos de durabilidade, foi também

realizado o ensaio de resistência à compressão.

3.7.2. Resistência à compressão


Este ensaio tem como objectivo avaliar a resistência à compressão uniforme do betão

endurecido. Para tal, os provetes foram ensaios até à rotura numa máquina capaz de aplicar a

força necessária, registando-se o valor da carga máxima resistida pelo provete.

No que se refere à regulamentação, o procedimento experimental seguiu a norma NP EN 12390

- 3 (2003) “Ensaios ao betão no estado endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos

provetes de ensaio”


54


O equipamento utilizado para ensaiar os provetes à compressão foi o seguinte:


pano de limpeza dos provetes;

prensa hidráulica de 4 colunas, de velocidade controlável (Figura 3.8).

Figura 3.8 - Prensa hidráulica de 4 colunas


Na realização do presente ensaio, foram utilizados provetes cúbicos de 150 mm de aresta. O

ensaio foi realizado aos 7, 28 e 56 dias, sendo que, para os 7 e 56 dias, foram ensaiados 3

provetes, enquanto aos 28 dias foram ensaiados 5 provetes.

Os provetes foram mantidos em câmara húmida desde a sua desmoldagem até ao dia de ensaio.


O procedimento experimental seguido na realização deste ensaio foi o seguinte:

após cura em câmara húmida, os provetes foram limpos com um pano e retirou-se o

excesso de humidade presente nas suas faces;

pesou-se os provetes e foram registadas as massas - Mi;

colocou-se os provetes na prensa hidráulica e aplicou-se uma carga à velocidade

constante de 11,3 kN/s, correspondente a 0,5 MPa/s;

ao atingir-se a rotura dos provetes, registou-se a carga que a provocou - Fi.


Para o cálculo da capacidade resistente do betão, foi calculada a tensão de rotura de cada

provete e feita a sua média. Para obter esta tensão, foi utilizada a seguinte expressão:

𝑓𝑐 =

𝐹𝑖

𝐴𝑐 (3.13)

em que,



55

fc - tensão de rotura do provete (N/mm2);

Fi - força para a qual o provete atingiu a rotura (N);

Ac - área de contacto do provete com a prensa hidráulica (mm2).

3.7.3. Retracção


O presente ensaio tem por objectivo avaliar o fenómeno de encurtamento do betão desde o final

da compactação até que este atinja um equilíbrio higrotérmico com o ambiente envolvente. A

retracção tem influência ao nível da resistência mecânica assim como na durabilidade .

A especificação LNEC E-398 (1993) “Determinação da retracção e da expansão” explícita o

procedimento de ensaio a seguir.


O equipamento utilizado no ensaio à retracção foi o seguinte:

deflectómetro com precisão de 10-6

m;

betume polimérico;

pastilhas metálicas.


Os provetes utilizados na realização deste ensaio apresentam uma forma prismática, com base

quadrada de 100 mm de aresta e comprimento de 500 mm. Foram utilizados dois provetes deste

tipo para realização deste ensaio.

A medição da retracção iniciou-se 24 ± 1 horas após betonagem, em ambiente de câmara seca, e

como medição de referência utilizou-se o valor da primeira leitura registada entre pastilhas

metálicas.


O procedimento experimental seguido foi o seguinte:

desmoldou-se os provetes após 24 ± 1 horas após a produção do betão;

introduziram-se duas pastilhas metálicas numa das faces laterais do provete, sendo que

estas foram colocadas a 1/3 e 2/3 do comprimento do provete em relação a um dos seus

topos (Figura 3.9);

imobilizou-se as pastilhas recorrendo ao betume polimérico, tendo o cuidado de não

introduzir betume dentro da pastilha metálica;

registou-se o valor da distância inicial entre o centro das pastilhas metálicas - d0;

os provetes foram mantidos em câmara seca onde permaneceram a 20 °C e 60% de

humidade relativa até ao final do tempo de ensaio;


56

registou-se a distância entre as pastilhas em leituras consequentemente mais afastadas

temporalmente até aos 91 dias após a primeira leitura (d i), para controlar melhor as

primeiras e mais importantes reacções de retracção.

Figura 3.9 - Provete utilizado para o ensaio da retracção com as pastilhas metálicas imobilizadas pelo betume

polimérico


Os valores da retracção são expressos em termos de deformação e foram obtidos através da

seguinte expressão:

휀 =

𝑑𝑖 − 𝑑0

𝑑0 (3.14)

sendo que,

ε - deformação devida à retracção (m/m);

d0 - distância inicial entre as pastilhas metálicas (m);

di - distância entre as pastilhas passados i dias do início do ensaio (m).



A absorção de água por capilaridade ocorre quando existe uma diferença de pressão entre a

superfície livre de um fluido e a sua superfície livre em vasos capilares. De maneira a equilibrar

o sistema, o fluido ascende pelos poros existentes no betão, como referem Coutinho e

Gonçalves (1994).

Foi seguida a especificação LNEC E-393 (1993) “Determinação da absorção de água por

capilaridade” na realização deste ensaio, permitindo avaliar como a composição do betão

influência este fenómeno.


Os aparelhos e utensílios utilizados na realização deste ensaio foram os seguintes:

estufa ventilada a 60 ± 5 °C (Figura 3.10);


máquina de corte com disco adiamantado arrefecido a água;

campânula de vidro e tabuleiro metálico, com fundo plano e elementos de plástico que

permitam o apoio dos provetes;



57

nível;

base não absorvente e régua metálica.

Figura 3.10 - Estufa ventilada a 60 ± 5 °C


No presente ensaio, foram utilizados quatro provetes prismáticos com base quadrada de 100 mm

de aresta e 250 mm de comprimento. Para obter os provetes com as dimensões referidas, foram

betonados dois provetes também prismáticos com base de 100 mm de aresta mas com 500 mm

de comprimento, sendo cortados de modo a obter as dimensões finais pretendidas após 14 dias

em câmara húmida. Os provetes, após cortados, regressaram para a câmara húmida por mais 14

dias, terminando assim o processo de cura.


O ensaio passou pelas etapas referidas de seguida:

colocou-se os provetes na estufa ventilada a 60 ± 5 °C durante 14 dias;

findo o tempo referido, foi registada a massa seca dos provetes - M0;

nivelou-se o tabuleiro metálico e colocou-se os provetes sobre os apoios de plástico,

permitindo que a face inferior do provete estivesse em contacto com a água;

encheu-se o tabuleiro com água até existir uma lâmina de 5 ± 1 mm desde a base dos

provetes, tapando-se posteriormente com a campânula de vidro de forma a evitar a

evaporação de água;

mediu-se a ascensão capilar média em cada face dos provetes e registou-se a sua massa

(Mi) ao fim de 3, 6, 24 e 72 horas, num processo de 60 ± 5 segundos; nesta etapa, foi

necessário retirar o provete do tabuleiro e colocá-lo sobre uma base não absorvente.


A absorção de água por capilaridade foi calculada através da seguinte expressão:


58

𝐴𝑐𝑖 =

𝑀𝑖 − 𝑀0

𝐴 (3.15)

onde,

Aci - absorção de água por capilaridade (g/mm2);

M0 - massa do provete seco (g);

Mi - massa do provete passadas i horas do início do ensaio (g);

A - área da superfície do provete em contacto com a água (mm2).

Por outro lado, é também interessante calcular o coeficiente de absorção capilar, em

determinado período t, que é dado pela expressão:

𝐾𝑐 =

𝐴𝑐𝑖

𝑡1 2⁄ (3.16)

em que,

Kc - coeficiente de absorção capilar (g/(mm2.t

1/2));

Aci - absorção de água por capilaridade (g/mm2);

t - tempo em horas.



Para além da absorção de água por capilaridade, existe também a possibilidade de o betão

absorver água quando imerso nesta. Como tal, este ensaio permite quantificar o volume de

vazios acessíveis na massa de betão, que representa um dos mais importantes factores para a

durabilidade do betão no estado endurecido.

A metodologia experimental seguida para este ensaio é a definida pela especificação LNEC E -

394 (1993) “Determinação da absorção de água por imersão”.


O seguinte equipamento foi utilizado na realização deste ensaio:

balança de precisão de ± 0,05% da massa a utilizar (Figura 3.11);

balança hidrostática (Figura 3.11);

estufa ventilada a 110 ± 5 °C (Figura 3.2);

recipiente de água;

elementos plásticos para apoiar os provetes.



59

Figura 3.11 - Balança de precisão ± 0,05% da massa a utilizar e balança hidrostática


Para o presente ensaio, foram utilizados quatro provetes cúbicos com arestas de 100 mm para

cada tipo de betão. No que se refere ao processo de cura, os referidos provetes permaneceram

28 dias em camara húmida, desde a desmoldagem até ao início do ensaio.


O ensaio de absorção de água por imersão assenta nos seguintes passos:

colocou-se os provetes no recipiente, assentes nos elementos plásticos apenas pelos

cantos, para permitir o contacto da superfície inferior do provete com a água;

encheu-se o recipiente até 1/3 da altura dos provetes, de forma a que estes ficassem

imersos durante uma hora;

repetiu-se o procedimento mais duas vezes, enchendo o recipiente com água primeiro

até 2/3 da altura dos provetes e, passada uma hora, até à total imersão dos provetes,

deixando uma lâmina de água com 5 ± 1 mm acima dos provetes (Figura 3.12);

os provetes ficaram imersos até atingirem massa constante, momento no qual foi

registada a sua massa com superfície seca (M1) e hidrostática após saturação (M2);

colocou-se os provetes em estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 °C até atingirem

massa e registou-se as massas (M3).


60

Figura 3.12 - Provetes totalmente imersos para o ensaio de absorção de água por imersão


Para obter os valores de absorção de água por imersão de cada provete , foi utilizada a expressão

3.17, sendo que esta grandeza para cada tipo de betão foi obtida através da média dos valores

registados para cada provete.

𝐴𝑖 =

𝑀1 − 𝑀3

𝑀1 − 𝑀2 (3.17)

em que,

Ai - absorção de água por imersão (%);


M2 - massa hidrostática do provete saturado (g);

M3 - massa do provete seco em estufa (g).



O betão envolve as armaduras que garantem uma maior resistência às peças onde estão

inseridas. Estas armaduras, ao serem feitas de aço, são especialmente susceptíveis à presença de

carbono, que elimina a protecção química conferida pela alcalinidade dos produtos comentícios .

Desta forma, a permeabilidade do betão à carbonatação torna-se uma propriedade crucial. No

presente ensaio, é possível avaliar a avanço da frente de carbonatação no betão.

O procedimento experimental seguido para a realização deste ensaio é estabelecido na

especificação LNEC E-391 (1993) “Determinação da resistência à carbonatação”.


O seguinte equipamento foi utilizado durante o procedimento experimental deste ensaio:



61


borracha líquida;

câmara de carbonatação;

escopro;

máquina de corte de betão;

martelo;

pincel;

paquímetro (Figura 3.13);

solução alcoólica de fenolftaleína a 0,1%.


Os provetes utilizados eram caracterizados por uma forma cilíndrica de diâmetro igual a 105

mm e altura de 40 mm, sendo utilizados três destes provetes por tipo de betão. Para obter esta

geometria, foram produzidos provetes de igual diâmetro mas com altura de 250 mm, sendo

posteriormente cortados. No que se refere ao processo de cura, os provetes foram mantidos em

câmara de cura húmida durante 14 dias após a sua produção, imersos em água a 20 ± 2 °C,

sendo depois cortados para as dimensões finais e deslocados para a câmara de cura seca a

temperatura de 20 ± 2 °C e 60 ± 5% de humidade relativa, permanecendo nesta mais 14 dias.


Do ponto de vista laboratorial, a sequência de actividades foi a seguinte:

finalizado o processo de cura, foi aplicada uma tinta de borracha líquida a pincel de

forma a isolar a zona de exposição dos provetes à reacção de carbonatação;

depois de seca a tinta, os provetes foram colocados na câmara de carbonatação acelerada

sob a concentração de 5 ± 1% de CO2, 60 ± 5% de humidade relativa e à temperatura de

23 ± 3 °C, durante períodos de 7, 28, 56 e 91 dias;

após os períodos referidos, partiu-se os provetes em quatro com o auxílio de um escopro

e martelo, aplicando a solução alcoólica de fenolftaleína nas superfícies de rotura;

após secagem de 5 minutos, foram medidas as profundidades de carbonatação com um

paquímetro, definidas pelas zonas incolores onde a fenolftaleína não desenvolveu

reacção com o betão (Figura 3.13).

Figura 3.13 - Provetes do ensaio de carbonatação após aplicação da solução de fenolftaleína e paquímetro


62


Na quantificação da profundidade de carbonatação, foram efectuadas oito leituras por provete

num total de três provetes de ensaio.

Desta forma, recorreu-se à seguinte expressão na determinação da profundidade da frente de

carbonatação em cada provete:

𝑋𝑛𝑚 =

∑ 𝑋𝑖𝑚8𝑖=1

8 (3.18)

em que,

Xnm - média de profundidades da frente de carbonatação do provete n aos m dias (mm);

Xim - leitura i de profundidade da frente de carbonatação aos m dias (mm).

Conhecidos os valores desta profundidade para cada provete, foi utilizada a seguinte expressão

para calcular a profundidade para cada tipo de betão:

𝑃𝑚 =

∑ 𝑋𝑛𝑚3𝑛=1

3 (3.19)

onde,

Pm - média de profundidades da frente de carbonatação dos provetes aos m dias (mm);

Xnm - média de profundidades da frente de carbonatação do provete n aos m dias (mm).



A penetração de cloretos numa estrutura de betão ocorre por difusão dos iões de cloretos pela

rede de poros existente no seu interior. Este fenómeno é principalmente influenciado pelo teor

de água no betão. A presença de iões de cloretos em contacto com as armaduras provoca a sua

despassivação que, em conjunto com a diferença de potencial eléctrico instalada no aço, permite

uma corrosão prematura e acentuada das armaduras. É o objectivo deste ensaio avaliar a

resistência dos vários betões à difusão dos iões de cloretos.

No que se refere à normalização seguida, foi consultada a especificação LNEC E-463 (2004)

“Determinação do coeficiente de difusão dos cloretos por ensaio de migração em regime não

estacionário”.


O equipamento e soluções utilizadas na realização do presente ensaio foram os seguintes:

máquina de corte de betão;

bomba de vácuo;

mangas de borracha de diâmetro de 105 mm e 200 mm de altura;

braçadeiras de aço inoxidável ajustáveis para diâmetro de 105 mm;



63

máquina de indução de corrente eléctrica;

escopro;

martelo;

paquímetro;

solução de cloreto de sódio;

solução de hidróxido de cálcio;

solução de hidróxido de sódio;

solução de nitrato de prata.


Na realização deste ensaio, foram utilizados três provetes cilíndricos com diâmetro de 105 mm e

altura de 50 mm. Para obter os provetes com as referidas dimensões, forma produzidos provete s

iniciais com o mesmo diâmetro mas com altura de 250 mm, sendo posteriormente cortados.

No que se refere ao processo de cura, os provetes foram submetidos a cura húmida durante 14

dias após a betonagem, sendo posteriormente cortados e submetidos a cura seca, numa câmara à

temperatura de 20 ± 2 °C e com 60 ± 5% de humidade relativa, permanecendo nesta câmara até

serem ensaiados aos 28 e 91 dias.


A componente laboratorial deste ensaio seguiu as seguintes etapas:

colocou-se os provetes de ensaio numa câmara de vácuo à pressão aproximada de 20

mbar durante 3 horas;

adicionou-se a solução de hidróxido de cálcio na câmara de vácuo, permanecendo os

provetes dentro deste durante mais uma hora;

findo este período, os provetes foram deixados imersos na solução de hidróxido de

cálcio durante 18 ± 2 horas à pressão atmosférica;

colocou-se os provetes nas mangas de borracha e acondicionou-se os mesmos com as

braçadeiras de aço inoxidável;

montou-se a máquina de indução de corrente eléctrica com os provetes inclinados no seu

interior e adicionou-se as soluções de cloreto de sódio (solução catódica) e hidróxido de

sódio (solução anódica) no exterior e interior das mangas metálicas, respectivamente;

impôs-se uma corrente eléctrica de 30 volts, calibrando-se a mesma através da

respectiva amperagem, num processo iterativo, registou-se a temperatura inicial da

solução anódica - Ti - e definiu-se o tempo de ensaio - t;

após o período de ensaio definido registou-se novamente a temperatura da solução

anódica - Tf - e retirou-se os provetes da máquina de indução de corrente eléctrica e das

mangas de borracha;

partiu-se os provetes em metades com o auxílio do martelo e do escopro e aplicou-se a

solução de nitrato de prata (Figura 3.14);

após secagem da solução, registou-se através do paquímetro o valor de sete leituras de

profundidade de penetração dos cloretos em cada metade de provete.


64

Figura 3.14 - Provetes utilizados no ensaio de resistência à penetração de cloretos após a aplicação da solução

de nitrato de prata


A partir do ensaio descrito, é possível calcular o coeficiente de migração de cloretos, dado pelas

seguintes expressões:

𝐷𝑛𝑠𝑠𝑚 =

𝑅 × 𝑇

𝑧 × 𝐹 × 𝐸×

𝑥𝑑 − √𝑥𝑑∝

𝑡

(3.20)

onde,

𝐸 =

𝑈 − 2

𝐿 (21)

∝= 2 × √𝑅 × 𝑇

𝑧 × 𝐹 × 𝐸× 𝑒𝑟𝑓−1 (1 −

2 × 𝑐𝑑

𝑐0) (22)

em que,

Dnssm - coeficiente de migração em regime não estacionário (m2/s);

R - constante dos gases (R = 8,314 J/Kmol-1

);

T - temperatura média entre o inicio e o fim do ensaio na solução anódica (K);

z - valor absoluto de valência do ião cloreto (z ≈ 1);

F - constante de Faraday (F = 9,648x104 J/V.mol);

xd - valor médio da profundidade de penetração (m);

t - tempo de duração do ensaio (s);

U - voltagem aplicada no circuito;

L - espessura do provete (m);

erf-1

- inverso da função erro;

cd - concentração de cloretos para a qual o nitrato de prata reage (c d = 0,07 N);

c0 - concentração de cloretos no cátodo (c0 = 2N).



65

4. Resultados experimentais

4.1. Introdução

No presente capítulo, são apresentados e analisados os resultados experimentais dos ensaios

descritos no capítulo 3. Os resultados são apresentados em quatro subcapítulos, sendo que o

primeiro é referente aos ensaios aos agregados naturais, o segundo aos ensaios realizados às

lamas de corte de mármore (LCM), o terceiro aos ensaios ao betão no estado fresco e o quarto

aos ensaios no estado endurecido. Existe ainda um quinto subcapítulo onde são apresentadas as

conclusões obtidas tendo por base os resultados obtidos nos quatro subcapítulos anteriores. De

referir que o cimento foi submetido a ensaios de controlo de qualidade realizados pela empresa

Secil, sendo os respectivos resultados apresentados no Anexo C.

Na análise dos resultados obtidos ao longo da campanha experimental , é feita uma comparação

com os resultados obtidos por outros investigadores, já apresentados no capítulo 2, de modo a

perceber melhor o efeito da incorporação das LCM e dos dois tipos de superplastificantes no

betão. Realiza-se, também, uma comparação entre os resultados dos vários ensaios na tentativa

de perceber qual a relação entre as várias propriedades do betão e que semelhanças existem na

variação dessas várias características aquando da incorporação dos materiais mencionados.

De modo a perceber melhor a relação entre as propriedades dos vários betões e as variações da

taxa de incorporação de LCM, recorre-se ao conceito de “correlação”, sendo uma simplificação

do termo “coeficiente de correlação de Pearson” (R2). Este coeficiente de correlação varia entre

0 e 1, sendo de seguida apresentada a qualidade da correlação em função deste coeficiente:

R2 entre 0,9 e 1 - correlação excelente;

R2 entre 0,8 e 0,9 - correlação boa;

R2 entre 0,7 e 0,8 - correlação satisfatória;

R2 entre 0,6 e 0,7 - correlação razoável;

R2 entre 0,5 e 0,6 - correlação pouco satisfatória;

R2 até 0,5 - correlação fraca.

4.2. Ensaios aos agregados

Neste subcapítulo, são apresentados os resultados realizados aos agregados naturais. Realça -se

que o conhecimento das propriedades dos agregados é de extrema importância para a

compreensão das características dos betões analisados, uma vez que os agregados representam,

em termos de volume, uma grande parte da mistura dos betões.

Capítulo 4 - Resultados experimentais

66

4.2.1. Ensaios aos agregados naturais

4.2.1.1. Análise granulométrica

O ensaio de análise granulométrica foi realizado tendo por base a norma NP EN 933-1 (2000) e

permite obter as quantidades de cada agregado no betão através do método da curva de

referência de Faury. Assim, são apresentadas as curvas granulométricas, módulo de finura e

percentagem de finos de cada tipo de agregado.

Na apresentação dos resultados, considera-se M1 e M2 como a massa total da amostra inicial

após secagem em estufa a 110 ± 5 °C, até massa constante, e a mesma massa após lavagem e

secagem, respectivamente. No Anexo D, são apresentadas as fichas técnicas fornecidas pelos

produtores dos agregados.

4.2.1.1.1. Brita 2

Na Tabela 4.1, são apresentadas as massas M1 e M2, o módulo de finura (MF), a percentagem de

material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da brita 2. Na

Figura 4.1, é representada a curva granulométrica.

Tabela 4.1 - Ensaio de análise granulométrica à brita 2

Brita 2

M1 (g) 5553 f 0,95

M2 (g) 5551,7 MF 11,5

Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada

retida passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

31,5 0 0,0 0,0 100,00

22,5 455 8,19 8,19 91,81

16 2559 46,08 54,28 45,72

11,2 2238 40,30 94,58 5,42

8 210 3,78 98,36 1,64

5 33 0,59 98,96 1,04

4 5 0,09 99,05 0,95

2 0 0,0 99,05 0,95

1 0 0,0 99,05 0,95

0,5 0 0,0 99,05 0,95

0,25 0 0,0 99,05 0,95

0,125 0 0,0 99,05 0,95

0,063 0 0,0 99,05 0,95

Refugo 53 0,95 100,00 0,0

Total 5553 100



67

Figura 4.1 - Curva granulométrica da brita 2

4.2.1.1.2. Brita 1


material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da brita 1. Na

Figura 4.2, é representada a sua curva granulométrica.

Tabela 4.2 - Ensaio de análise granulométrica à brita 1

Brita 1

M1 (g) 5536,3 f (%) 0,58

M2 (g) 5535,4 MF 9,4


retida passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

31,5 0 0,0 0,0 100,00

22,5 0 0,00 0,00 100,00

16 0 0,00 0,00 100,00

11,2 989 17,86 17,86 82,14

8 1569 28,34 46,20 53,80

5 2294 41,44 87,64 12,36

4 469 8,47 96,11 3,89

2 121 2,2 98,30 1,70

1 17 0,3 98,60 1,40

0,5 8 0,1 98,75 1,25

0,25 13,6 0,2 98,99 1,01

0,125 14,3 0,3 99,25 0,75

0,063 9,5 0,2 99,42 0,58

Refugo 31,9 0,58 100,00 0,0

Total 5536,3 100,0

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0.01 0.1 1 10 100

Mat

eria

l p

assa

nte

(%

)

Dimensão do agregado (mm)


68

Figura 4.2 - Curva granulométrica da brita 1

4.2.1.1.3. Bago de arroz


material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica do bago de

arroz. Na Figura 4.3, é representada a sua curva granulométrica.

Tabela 4.3 - Ensaio de análise granulométrica ao bago de arroz

Bago de arroz

M1 (g) 5500,4 f (%) 0,78

M2 (g) 5498,8 MF 8,3


retida passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

31,5 0 0,0 0,0 100,00

22,5 0 0,00 0,00 100,00

16 0 0,00 0,00 100,00

11,2 0 0,00 0,00 100,00

8 2,7 0,05 0,05 99,95

5 2853,1 51,87 51,92 48,08

4 2046 37,20 89,12 10,88

2 478,6 8,7 97,82 2,18

1 5,6 0,1 97,92 2,08

0,5 14 0,3 98,17 1,83

0,25 14 0,3 98,43 1,57

0,125 34,9 0,6 99,06 0,94

0,063 8,5 0,2 99,22 0,78

Refugo 43 0,78 100,00 0,0

Total 5500,4 100,0

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0.01 0.1 1 10 100

Mat

eria

l p

assa

nte

(%

)




69

Figura 4.3 - Curva granulométrica do bago de arroz

4.2.1.1.4. Areia 2


material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da areia 2. Na


Tabela 4.4 - Ensaio de análise granulométrica à areia 2

Areia 2

M1 (g) 5469,05 f (%) 0,05

M2 (g) 5468,1 MF 5,3


retida passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

31,5 0 0,0 0,0 100,00

22,5 0 0,00 0,00 100,00

16 0 0,00 0,00 100,00

11,2 0 0,00 0,00 100,00

8 6,5 0,12 0,12 99,88

5 102,1 1,87 1,99 98,01

4 67,5 1,23 3,22 96,78

2 500,4 9,1 12,37 87,63

1 1271,8 23,3 35,62 64,38

0,5 2197,2 40,2 75,80 24,20

0,25 1209,65 22,1 97,92 2,08

0,125 104,8 1,9 99,83 0,17

0,063 6,4 0,1 99,95 0,05

Refugo 2,7 0,05 100,00 0,0

Total 5469,05 100,0

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0.01 0.1 1 10 100

Mat

eria

l p

assa

nte

(%

)



70

Figura 4.4 - Curva granulométrica da areia 2

4.2.1.1.5. Areia 1


material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da areia 1. Na


Tabela 4.5 - Ensaio de análise granulométrica à areia 1

Areia 1

M1 (g) 5432 f (%) 0,84

M2 (g) 5431,1 MF 4,1


retida passante

(mm) (g) (%) (%) (%)

31,5 0 0,0 0,0 100,00

22,5 0 0,00 0,00 100,00

16 0 0,00 0,00 100,00

11,2 0 0,00 0,00 100,00

8 2,8 0,05 0,05 99,95

5 3,4 0,06 0,11 99,89

4 0,7 0,01 0,13 99,87

2 15,4 0,3 0,41 99,59

1 48,4 0,9 1,30 98,70

0,5 1071,5 19,7 21,03 78,97

0,25 3522,6 64,8 85,88 14,12

0,125 708,4 13,0 98,92 1,08

0,063 13 0,2 99,16 0,84

Refugo 45,8 0,84 100,00 0,0

Total 5432 100,0

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0.01 0.1 1 10 100

Mat

eria

l p

assa

nte

(%

)




71

Figura 4.5 - Curva granulométrica da areia 1

4.2.1.2. Absorção de água e massa volúmica

No presente ensaio, foi seguida a norma NP EN 1097-6 (2003) para cada tipo de agregado,

sendo que existe uma distinção entre finos (de 0,063 a 4 mm) e grossos (de 4 a 63 mm). Os

resultados obtidos neste ensaio são apresentados na Tabela 4.6, sendo que os cálculos

efectuados se encontram expostos no Anexo E.

Tabela 4.6 - Absorção de água e massa volúmica dos vários tipos de agregados

a (kg/dm3) rd (kg/dm

3) ssd (kg/dm

3) WA24 (%)

Agregados

grossos

Brita 2 2715 2552 2612 2,35

Brita 1 2775 2625 2679 2,06

Bago de arroz 2749 2661 2693 1,21

Agregados

finos

Areia 2 2469 2411 2434 0,97

Areia 1 2566 2560 2563 0,09

Como referido no subcapítulo 3.4.5., ρa representa a massa volúmica impermeável, ρ rd a massa

volúmica das partículas secas em estufa, ρssd a massa volúmica das partículas saturadas com

superfície seca e WA24 a absorção de água após imersão de 24 horas.

4.2.1.3. Baridade e volume de vazios

A baridade e volume de vazios foram determinados de acordo com a norma NP EN 1097-3

(2003). Os parâmetros utilizados no cálculo destas propriedades encontram-se no Anexo F,

sendo que os resultados obtidos são apresentados na Tabela 4.7.

Tabela 4.7 - Baridade e volume de vazios dos vários tipos de agregados

Brita 2 Brita 1 Bago de arroz Areia 2 Areia 1

Baridade (kg/m3) 1314,6 1297 1336,7 1591,5 1619,2

Volume de vazios (%) 48,5 50,6 49,8 36,8 34,0

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0.01 0.1 1 10 100

Mat

eria

l p

assa

nte

(%

)



72

Através da análise da Tabela 4.7, é possível constatar que a baridade dos agregados grossos é

menor do que a dos agregados finos e que, tal como referido em 4.2.1.2., o volume de vazios

dos agregados grossos é maior do que o dos agregados finos, sendo que esta última

característica é importante para o desempenho em termos de durabilidade dos betões.

4.2.1.4. Desgaste de Los Angeles

O ensaio de desgaste de Los Angeles foi feito tendo por base a especificação LNEC E-237

(1970). Uma vez que o presente ensaio apenas é aplicável a agregados de granulometria

compreendida entre 2,38 e 76,1 mm, e tendo por base os resultados obtidos na análise

granulométrica e apresentados em 4.2.1.1., apenas foram ensaiados os agregados grossos , i.e., a

brita 2, a brita 1 e o bago de arroz.

Os resultados obtidos são apresentados na Tabela 4.8, sendo que os dados necessários à sua

quantificação se encontram no Anexo G.

Tabela 4.8 - Desgaste de Los Angeles para os agregados grossos

Brita 2 Brita 1 Bago de arroz

Desgaste de Los Angeles (%) 27,99 27,83 23,51

Através da análise dos resultados, conclui-se que o desgaste nos agregados, à semelhança do

que acontece com o volume de vazios, diminui com a diminuição da granulometria. Realça -se

ainda que o valor do desgaste em todos os agregados é inferior a 50%, valor limite definido pela

especificação LNEC E-237 (1970) para agregados de betões estruturais.

4.2.1.5. Índice de forma

A regulamentação seguida para a realização deste ensaio foi a norma NP EN 933-4 (2002) e

define que este pode ser aplicado a agregados com granulometria compreendida entre 4 e 63

mm. Tendo por base os resultados da análise granulométrica apresentados em 4.2.1.1., foram

ensaiadas a brita 2, a brita 1 e o bago de arroz, ou seja, os agregados grossos. Na Tabela 4.9, são

apresentados os valores do índice de forma para os agregados ensaiados e , no Anexo H, os

dados utilizados para a sua determinação.

Tabela 4.9 - Índice de forma dos agregados grossos

Brita 2 Brita 1 Bago de arroz

Índice de forma (%) 14 17,1 17,9

Apesar de a regulamentação portuguesa não apresentar valores de referência para o índice de

forma, a legislação húngara define um valor máximo de 20% para este índice em agregados de

betões de classe igual ou superior a C20/25, através da especificação “Hungarian Technical

Guideline of concrete and reinforced concrete production”. Este limite é estabelecido tendo em

conta a trabalhabilidade exigida nos betões, sendo assim possível antever que os betões

apresentarão uma trabalhabilidade adequada.



73

4.2.2. Ensaios às lamas de corte de mármore

Na presente dissertação, achou-se importante estudar as características das LCM, uma vez que

estas são a principal componente de estudo neste trabalho e que a compreensão das suas

propriedades pode ajudar a perceber o seu efeito quanto incorporadas no betão. Como tal, estes

resíduos foram sujeitos a uma análise química e aos ensaios de determinação da massa

volúmica, superfície específica de Blaine, baridade e análise granulométrica. Os ensaios foram

realizados no LNEC através da regulamentação existente ou de especificações internas. De

seguida, são apresentados os resultados obtidos para cada um dos ensaios referidos, estando

contemplado no Anexo I o boletim de ensaios entregue pelo LNEC.

4.2.2.1. Análise química

Na Tabela 4.10, são apresentados os resultados da análise química realizada às LCM, bem como

os documentos normativos utilizados na sua realização.

Tabela 4.10 - Análise química às LCM

Designação Teor (%) Documentos Normativos

Perda ao fogo P.F. 42,6 NP EN 196-2:2006 (secção 7)

Resíduo insolúvel R.I. 1,80 NP EN 196-2:2006 (secção 9)

Óxido de silício SiO2 1,39 NP EN 196-2:2006 (secção 13.4 e 13.9)

Óxido de alumínio Al2O3 0,32 NP EN 196-2:2006 (secção 13.11)

Óxido de ferro Fe2O3 0,14 LNEC E 406-1993

Óxido de cálcio CaO 54,2 NP EN 196-2:2006 (secção 13.14)

Óxido de magnésio MgO 0,64 NP EN 196-2:2006 (secção 13.15)

Sulfatos SO3 < 0,1 NP EN 196-2:2006 (secção 8)

Óxido de potássio K2O < 0,06 NP EN 196-2:2006 (secção 17)

Óxido de sódio Na2O < 0,04 NP EN 196-2:2006 (secção 17)

Cloretos Cl-

< 0,01 NP EN 196-2:2006 (secção 14)

Através da análise da Tabela 4.10, constata-se que o componente químico presente em maior

quantidade nas LCM é o óxido de cálcio (CaO), representando 54,2 % do peso dos mesmos. A

predominância deste óxido está relacionada com o facto de o mármore ser uma rocha

metamórfica formada a partir de calcários, sendo esta última rocha rica também em óxido de

cálcio (CaO).

De maneira a ter uma maior noção sobre se os valores apresentados na Tabela 4.10 são os

habitualmente obtidos para materiais da mesma natureza dos estudados, são apresentados na

Tabela 4.11 os valores obtidos pelos autores e referidos no subcapítulo 2.3.


74

Tabela 4.11 - Comparação dos resultados obtidos na análise química das LCM com os obtidos por Almeida,

Omar et al. e Aruntas et al.

Designação

Teor (%)

Sardinha

(2014)

Almeida

(2004)

Omar et al.

(2012)

Aruntas et al.

(2010)

Perda ao fogo P.F. 42,6 43,4 - 43,4

Resíduo insolúvel R.I. 1,80 0,90 - -

Óxido de silício SiO2 1,39 0,91 14,1 0,67

Óxido de alumínio Al2O3 0,32 3,72 2,69 0,12

Óxido de ferro Fe2O3 0,14 0,40 1,94 0,08

Óxido de cálcio CaO 54,2 54,3 42,1 54,4

Óxido de magnésio MgO 0,64 0,30 2,77 0,59

Sulfatos SO3 < 0,1 0,09 - -

Óxido de potássio K2O < 0,06 - 0,63 -

Óxido de sódio Na2O < 0,04 - 0,61 0,14

Cloretos Cl-

< 0,01 0,03 0,04 -

Almeida (2004) utilizou pó de calcário no seu estudo, enquanto Omar et al. e Aruntas et al.

utilizaram pó de mármore. Os resultados obtidos na presente dissertação são semelhantes aos de

Aruntas et al. (2010) e de Almeida (2004), sendo no entanto algo diferentes em relação aos

obtidos por Omar et al. (2012).

Foi também realizada uma análise mineralógica às LCM por difratometria de raios X. A norma

utilizada neste ensaio e as respectivas condições são apresentadas na Tabela 4.12, sendo os

resultados apresentados na Figura 4.6.

Tabela 4.12 - Condições de ensaio na análise mineralógica por difratometria de raios X

Norma de ensaio LNEC E 403:1993

Tipo de radiação Radiação Kα do cobalto produzida por uma

unidade de difracção de raios X

Varrimento Entre 3 e 74º 2θ

Velocidade de varrimento 0,05º 2θ/s

Tensão de filamento 35 kV

Corrente de filamento 45 mA

Conclui-se, através da análise da Figura 4.6, que o composto cristalino predominante é a calcite

(CaCO3), existindo vestígios de mica (KAl3Si3O10(OH)2), dolomite (CaMg(CO3)2) e quartzo

(SiO2). A predominância de calcite é também explicada pelo facto de o mármore se formar a

partir de rochas calcárias, sendo estas ricas neste tipo de composto cristalino.



75

Figura 4.6 - Análise mineralógica por difratometria de raios X às LCM (M - Mica; Q - Quartzo; C - Calcite;

D - Dolomite)

4.2.2.2. Massa volúmica e superfície específica

O ensaio de massa volúmica e superfície específica de Blaine foram realizados seguindo a

norma NP EN 1966:2010. Este ensaio foi realizado apenas à parte da amostra que passou no

peneiro 0,063 mm, representando 15,2 % do peso total da amostra. Os resultados são

apresentados na Tabela 4.13.

Tabela 4.13 - Massa volúmica e superfície específica de Blaine das LCM e comparação com os resultados

obtidos por Almeida, Omar et al., Aruntas et al, e Çelik et al.

Sardinha

(2014)

Almeida

(2004)

Omar et al.

(2012)

Aruntas et

al. (2010)

Çelik et al.

(1996)

Massa volúmica (kg/dm3) 2,74 2,72 2,50 2,60 2,65

Superfície específica (cm2/g) 2150 7128 11400 3097 -

No que se refere à massa volúmica, os valores não variam significativamente entre os registados

na presente dissertação e os observados pelos restantes autores. Já no caso da superfície

específica, os valores são mais dispersos. Esta dispersão de resultados pode dever -se aos

diversos tipos de corte das pedras de origem. No caso de Almeida (2004), os resíduos utilizados

provêm de rochas cortadas com disco adiamantado, produzindo partículas mais finas do que

aquelas gerados no corte com fio adiamantado, como é o caso da presente dissertação. O

resultado obtido no presente estudo foi similar ao de Aruntas et al., concluindo-se que no

decorrer deste capítulo os resultados da campanha experimental devem ser comparados

sobretudo com os obtidos por este autor.

4.2.2.3. Análise granulométrica

A análise granulométrica realizada às LCM foi feita através do método de peneiração por jacto

de ar, tendo o ensaio seguido a norma EN 933-10:2009. Os resultados obtidos neste ensaio são

apresentados na Tabela 4.14.

Co

nta

gem

Posição (x2θ)


76

Tabela 4.14 - Análise granulométrica às LCM

Dimensão da abertura dos

peneiros (mm)

Percentagem cumulativa do

material passado (%)

2,000 84,2

0,125 27,5

0,063 16,8

Comparando os resultados da análise granulométrica feita na presente dissertação e os da

realizada por Almeida (2004), constata-se que os agregados muito finos utilizados por este autor

apresentam uma granulometria mais fina, tendo passado pelo peneiro de 0,063 mm uma

percentagem de material acumulada de aproximadamente 60%. Esta diferença na granulometria

dos dois materiais é explicada, à semelhança do que acontece com a superfície específica, pelo

facto de o método de corte da rocha utilizado ser também diferente.

4.3. Ensaios ao betão no estado fresco

O presente subcapítulo pretende apresentar os resultados dos ensaios feitos ao betão no estado

fresco. Os ensaios realizados foram o do abaixamento de cone de Abrams e o da massa

volúmica no estado fresco. No Anexo J, são apresentados de forma detalhada os mesmos

resultados.

4.3.1. Abaixamento do cone de Abrams

O ensaio de abaixamento do cone de Abrams tem como objectivo avaliar a trabalhabilidade do

betão, sendo realizado segundo a norma NP EN 12350-2 (2002). Foi exigida aos betões a classe

de trabalhabilidade S3, que, segundo a regulamentação, limita os resultados do abaixamento do

cone de Abrams em 125 ± 25 mm. Como na presente dissertação a trabalhabilidade é utilizada

para definir as relações a/l (água/ligante) a utilizar nas diferentes amassaduras, decidiu-se

limitar os valores deste abaixamento em 125 ± 15 mm.

Tabela 4.15 - Relação a/l e abaixamento do conde de Abrams dos vários betões

Relação a/l Abaixamento (cm)

BR 0,54 12,5

B0,5 0,55 12,6

B0,10 0,55 12,3

B0,20 0,54 12,3

BR1 0,48 11,8

B1,5 0,49 13,1

B1,10 0,48 12,5

B1,20 0,48 12,3

BR2 0,42 13,7

B2,5 0,43 12,0

B2,10 0,44 12,5

B2,20 0,45 12,7



77

Na Tabela 4.15, são apresentados os valores obtidos no ensaio de abaixamento do cone de

Abrams para os betões estudados, bem como as respectivas relações a/l utilizadas nas suas

amassaduras. A referida tabela demonstra que em todos os betões produzidos o valor do

abaixamento do cone de Abrams se encontra dentro do limite estipulado de 125 ± 15 mm,

cumprindo assim de forma rigorosa a mesma trabalhabilidade em todos os betões, factor

importante para a análise dos resultados dos ensaios feitos ao betão no estado endurecido. Na

Figura 4.7, é também visível que todos os valores se encontram dentro do intervalo desejado.

Figura 4.7 - Abaixamento do cone de Abrams para os vários betões

Na Figura 4.8, é apresentada a variação da relação a/l com o incremento da taxa de substituição

de cimento por LCM.

Figura 4.8 - Relação a/l dos betões estudados

Através da Figura 4.8, é visível que a relação a/l nas famílias B0 e B1 se mostrou bastante

indiferente ao incremento da taxa de substituição de cimento por LCM. Já no caso da família

B2, o aumento desta taxa de substituição levou a que fosse necessário incluir mais água nas suas

amassaduras, aumentando assim a relação a/l. É também notório o efeito dos adjuvantes do tipo

plastificante na trabalhabilidade dos betões. Em relação ao betão de referência, registou-se uma

diminuição da relação a/l de 11,1 e 22,2% para o caso do uso do superplastificante corrente

(SP1) e do de alto desempenho (SP2), respectivamente.

Os resultados obtidos estão de acordo com os expostos no subcapítulo 2.4.1. Bonavetti et al.

(2000), ao substituírem o cimento nos betões por fíler de calcário, concluíram que a

10

10.5

11

11.5

12

12.5

13

13.5

14

14.5

15

0 5 10 15 20 25

Ab

aix

am

ento

do

co

ne

de

Ab

ram

s (c

m)

Taxa de substituição (%)

Família B0

Família B1

Família B2

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

0.55

0.6

0 5 10 15 20 25

Rel

açã

o (

a/l

)


Família B0

Família B1

Família B2


78

trabalhabilidade dos mesmos se mantém constante com o incremento da percentagem de

substituição. Já Vijayalakshmi et al. (2013), ao analisarem a influência da substituição de areia

fina por pó de granito no betão, verificaram uma diminuição na trabalhabilidade. Çelik et al.

(1996) observaram que, com o aumento da substituição de agregados finos por pó de calcário e

à semelhança de Vijayalakshmi et al. (2013), a trabalhabilidade dos betões diminui. Estes

últimos autores explicam que o pó de calcário utilizado, ao ser mais fino e apresentar uma maior

superfície específica do que os agregados finos, exige uma maior quantidade de água para que

se consiga humedecer a totalidade da sua superfície e assim obter níveis de trabalhabilidade

semelhantes.

4.3.2. Massa volúmica no estado fresco

O ensaio para a obtenção da massa volúmica no estado fresco do betão seguiu a norma NP EN

12350-6 (2002), sendo apresentados na Tabela 4.16 os resultados obtidos e as respectivas

diferenças relativas com a substituição de cimento por LCM e com a incorporação de

superplastificantes.

Tabela 4.16 - Massa volúmica e diferenças relativas dos vários betões

Massa volúmica (kg/dm3) LCM (%) SP (%)

BR 23,20 0,00 -

B0,5 23,40 0,86 -

B0,10 23,14 -0,27 -

B0,20 23,01 -0,82 -

B1,0 23,53 0,00 1,42

B1,5 23,48 -0,22 0,33

B1,10 23,35 -0,77 0,91

B1,20 23,24 -1,23 1,00

B2,0 23,83 0,00 2,71

B2,5 23,90 0,32 2,15

B2,10 23,93 0,42 3,41

B2,20 23,74 -0,37 3,17

Pela análise dos resultados da Tabela 4.16, é possível concluir que a massa volúmica no estado

fresco das várias amassaduras não varia significativamente com a substituição de cimento por

LCM, tendo-se registado a maior variação para o betão com SP1 e com taxa de substituição de

20% no valor de -1,23%.

Na Figura 4.9, são também apresentados os valores obtidos para este ensaio, sendo mais uma

vez perceptível a pequena variação dos resultados. Através da mesma figura, é possível

identificar as tendências na variação da massa volúmica com a substituição de cimento por

LCM. No caso da família B0, existe uma tendência para a diminuição da massa volúmica com o

aumento da taxa de substituição. Não obstante, a variabilidade foi alta, tendo a regressão linear

utilizada apresentado um coeficiente de correlação de 0,456. Para a família B1, a massa

volúmica decresceu com o aumento da taxa de substituição, apresentando uma variação linear

(R2 = 0,968). Já para o caso da família B2, existe um aumento desta propriedade até à taxa de



79

incorporação de 10%, sendo que para 20% de substituição o valor da massa volúmica já se

apresenta menor do que o do betão sem incorporação de LCM. Para esta última família, foi

utilizada uma regressão polinomial de 2º grau para representar a variação da massa volúmica,

tendo esta regressão apresentado uma excelente correlação com os valores obtidos (R2 = 0,998).

O facto de a massa volúmica apresentar uma variação polinomial na família B2 indica que, para

esta família, as LCM exercem um efeito de fíler, ainda que muito ténue, caracterizado por um

aumento inicial da propriedade, seguido de uma diminuição desta com o aumento da taxa de

substituição.

A utilização de adjuvantes do tipo plastificante provocou um aumento da massa volúmica em

relação aos betões sem a sua incorporação. Este resultado era à partida esperado uma vez que o

uso deste tipo de adjuvantes permitiu uma diminuição da relação a/l e, consequentemente, levou

à formação de betões mais compactos. O aumento na massa volúmica foi mais notório no betão

B2,10, que apresentou um aumento nesta propriedade em relação ao betão B0,10 de 3,41%.

Figura 4.9 - Massa volúmica no estado fresco em relação à taxa de substituição para as várias famílias de

betões

4.4. Ensaios ao betão no estado endurecido

No presente subcapítulo, são apresentados e analisados os resultados obtidos nos ensaios feitos

aos betões no estado endurecido de modo a caracterizar as suas propriedades em termos de

durabilidade. Entre os ensaios realizados, estão a absorção de água por capilaridade e imersão, a

resistência à penetração de cloretos e à carbonatação, bem como o ensaio de retracção. Par a

além dos referidos ensaios, são também expostos os resultados obtidos quanto à resistência

mecânica à compressão, de forma a poder compreender melhor alguns resultados observados em

termos de durabilidade.

4.4.1. Resistência à compressão

O ensaio de determinação da resistência mecânica à compressão efectuou-se segundo a norma

NP EN 12390-3 (2011). Nas Tabelas 4.17, 4.18 e 4.19, são apresentados os valores médios da

resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias de idade (f cm,7,fcm,28,fcm,56), assim como a variação

R² = 0.4563

R² = 0.9683

R² = 0.9975

21

21.5

22

22.5

23

23.5

24

24.5

0 5 10 15 20 25

Mas

sa v

olú

mic

a (k

g/d

m3)


Família B0

Família B1

Família B2


80

desta propriedade com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM e com a

incorporação de adjuvantes do tipo plastificante. No Anexo K, são apresentados os dados

relativos ao cálculo destes resultados.

Tabela 4.17 - Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 7 dias de idade


0 5 10 20

fcm,7

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,7

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,7

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,7

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

B0 30,68 0 - 30,03 -2,12 - 26,79 -12,68 - 22,97 -25,13 -

B1 40,49 0 31,98 37,22 -8,08 23,94 35,74 -11,73 33,41 28,31 -30,08 23,25

B2 40,76 0 32,86 41,01 0,61 36,56 38,44 -5,69 43,49 30,23 -25,83 31,61



0 5 10 20

fcm,28

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,28

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,28

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,28

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

B0 39,19 0 - 37,26 -4,92 - 34,14 -12,89 - 27,99 -28,58 -

B1 47,05 0 20,06 43,70 -7,12 17,28 43,24 -8,10 26,65 34,42 -26,84 22,97

B2 51,40 0 31,16 51,83 0,84 39,10 47,29 -8,00 38,52 36,38 -29,22 29,97



0 5 10 20

fcm,56

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,56

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,56

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

fcm,56

(MPa) LCM

(%)

SP

(%)

B0 43,06 0 - 39,99 -7,13 - 37,16 -13,70 - 28,48 -33,86 -

B1 51,61 0 19,86 46,15 -10,58 15,40 44,43 -13,91 19,56 36,16 -29,94 26,97

B2 53,91 0 25,20 53,61 -0,56 34,06 48,12 -10,74 29,49 37,72 -30,03 27,74

Analisando a resistência à compressão aos 28 dias de idade dos betões sem incorporação de

LCM, são registados valores de 39,19, 47,05 e 51,4 MPa para o betão sem adjuvantes, com

adição de SP1 e SP2, respectivamente. Através destes valores, conclui -se que o betão BR0 se

inclui na classe de resistência C30/37, superior à prevista aquando da formulação deste. Já no

caso dos betões BR1 e BR2, estes enquadram-se nas classes de resistência C35/45 e C40/50,

respectivamente.

De forma a analisar melhor a influência da substituição de cimento por LCM na resistência à

compressão dos vários betões são apresentadas as Figuras 4,10, 4.11 e 4.12, referentes ao betão

sem adjuvantes, com SP1 e SP2, respectivamente.



81

Figura 4.10 - Resistência à compressão dos betões da família B0 aos 7, 28 e 56 dias de idade

Através da Figura 4.10, é possível concluir que, na família de betões B0, existe uma tendência

decrescente da resistência à compressão com o aumento da taxa de substituição de cimento por

LCM. A maior descida registou-se aos 56 dias de cura, com uma redução de 33,9%. É também

visível um maior ganho relativo de resistência à compressão entre os 7 e os 28 dias. No período

entre os 28 e 56 dias esse ganho foi menor. Estas duas últimas tendências são normais em

betões convencionais


Analisando a Figura 4.11, é possível observar-se a mesma tendência decrescente da resistência à

compressão com o aumento da taxa de substituição de LCM na família B1. Constata -se também

que, tal como esperado, a resistência à compressão desta família é superior à da família B0 para

todas as taxas de substituição.

A família B2, de acordo com a Figura 4.12, é a única em que existe um efeito benéfico na

resistência à compressão com a substituição de cimento por LCM, mais concretamente para a

taxa de substituição de 5%, tendo-se observado um aumento de 0,84% em relação ao betão BR2.

Nesta família, observa-se ainda uma menor diferença entre os valores da resistência à

compressão registados aos 28 e 56 dias de idade em relação às restantes famílias de betões.

20

25

30

35

40

45

50

0 5 10 15 20

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)


7 dias 28 dias 56 dias

20

25

30

35

40

45

50

55

0 5 10 15 20

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)




82


Para uma melhor análise da influência das LCM e dos adjuvantes do tipo plastificante na

resistência à compressão dos betões, são apresentadas na Tabela 4.20 as funções de

aproximação utilizadas e os respectivos coeficientes de correlação.

Tabela 4.20 - Valores dos coeficientes de correlação das funções de aproximação util izadas na resistência à

compressão

Família B0 Família B1 Família B2

Linear

Polinomial

(2ºgrau) Linear

Polinomial

(2ºgrau) Linear

Polinomial

(2ºgrau)

R

2 R

2 R

2

7 dias 0,9696 0,9736 0,9811 0,9889 0,8922 0,9966

28 dias 0,9927 0,9983 0,9438 0,9714 0,9049 0,9918

56 dias 0,9890 0,9989 0,9807 0,9809 0,9439 0,9862

Os resultados indicados na Tabela 4.20 indicam que, na família B0 e B1, tanto a regressão

linear como a polinomial aproximam de forma bastante exacta a influência da subs tituição de

cimento por LCM na resistência à compressão do betão, registando-se sempre valores de R2

superiores a 0,95. Já na família B2, a função polinomial aproxima de forma mais exacta esta

influência, principalmente aos 7 dias de cura, sendo os valores dos coeficientes de correlação de

0,892 e 0,997 para a regressão linear e polinomial, respectivamente. O facto de a função

polinomial aproximar melhor os resultados da resistência à compressão desta última família

demonstra que existe um efeito de fíler com a incorporação de LCM, ainda que muito ténue.

Para analisar a influência de adjuvantes do tipo plastificantes nos betões produzidos, é

apresentada na Figura 4.13 a diferença relativa entre a resistência à compressão dos betões de

referência com adjuvantes e o betão de referência sem adjuvantes. Estes valores foram também

apresentados nas Tabelas 4.17, 4.18 e 4.19, sendo que as maiores diferenças foram registadas

aos 7 dias com os valores de 32,0% e 32,9% para os betões BR1 e BR2, respectivamente.

Verifica-se que a eficácia dos adjuvantes, medida pelo incremento na resistência à compressão

provocado pela sua adição, diminui com a idade do betão.

20

25

30

35

40

45

50

55

60

0 5 10 15 20

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)





83

Figura 4.13 - Diferença relativa da resistência à compressão entre os betões com incorporação de adjuvantes

face ao betão sem adjuvantes


O ensaio de absorção de água por capilaridade decorreu segundo a especificação LNEC E-393

(1993). A absorção de água, tanto por capilaridade como por imersão, é relevante no estudo da

durabilidade de betões porque permite, de forma indirecta, avaliar o nível de porosidade dos

betões e a forma como estes se opõem à penetração de cloretos.

Na Tabela 4.21, são apresentados os valores obtidos para a absorção e altura de água por

ascensão capilar para os vários betões às 72 horas, bem como as variações destes parâmetros

com o incremento da taxa de substituição de cimento por LCM em relação aos betões de

referência (LCM) e com a adição de adjuvantes (SP). Os dados relativos ao cálculo destes

resultados são apresentados no Anexo L.

Tabela 4.21 - Absorção e altura de água por ascensão capilar nos vários betões às 72 horas

Tipo de

betão

Absorção de água

por capilaridade às

72 h (g/mm2)

LCM (%) SP (%)

Altura de absorção de

água por capilaridade

às 72 h (cm) LCM (%) SP (%)

BR0 8,69E-03 0,00 - 7,36 0,00 -

B0,5 8,76E-03 0,78 - 7,74 5,18 -

B0,10 9,95E-03 14,50 - 7,66 4,16 -

B0,20 1,06E-02 22,38 - 9,16 24,47 -

BR1 4,88E-03 0,00 -43,90 6,30 0,00 -14,36

B1,5 5,82E-03 19,33 -33,57 6,40 1,55 -17,32

B1,10 6,86E-03 40,67 -31,08 6,62 5,06 -13,62

B1,20 7,87E-03 61,49 -25,98 7,21 14,48 -21,23

BR2 4,62E-03 0,00 -46,86 6,02 0,00 -18,18

B2,5 5,05E-03 9,31 -42,36 5,87 -2,49 -24,15

B2,10 5,80E-03 25,55 -41,73 6,23 3,43 -18,76

B2,20 6,78E-03 46,89 -36,22 6,85 13,81 -25,19

Através da análise da Tabela 4.21, em conjunto com a Figura 4.14, conclui-se que a absorção de

água por capilaridade aumenta para todas as taxas de substituição de cimento por LCM. Este

aumento foi mais sentido na família de betões com SP1, sendo que para o betão BR1,20 esta

7 28 56 110

115

120

125

130

135

140

145

150

f cm

,SP/f

cm,S

A (%

)

Idade (dias)

BR1 BR2


84

propriedade aumentou, às 72 horas, 61% em relação ao valor obtido para o betão BR1. No

entanto, é de referir que, à excepção da família B1, a taxa de substituição de 5% não provocou

uma alteração significativa na absorção de água por capilaridade às 72 horas, tendo esta

aumentado 1 e 9% nos betões BR0,5 e BR2,5, respectivamente, em relação aos respectivos

betões sem incorporação de LCM. Este aumento da absorção de água por ascensão capilar deve -

se ao facto de as LCM utilizadas apresentarem uma granulometria maior do que o cimento, não

preenchendo assim tantos vazios no betão. Ainda assim, para taxas de substituição baixas, este

efeito não é significativo.

Ainda na Figura 4.14 são apresentadas as regressões lineares utilizadas para relacionar os

resultados obtidos no presente ensaio com a taxa de substituição de cimento por LCM, tendo -se

observado que para todas as famílias de betões este tipo de regressão é excelente, com valores

de R2 superiores a 0,91. Desta forma, conclui-se que existe uma clara relação entre a

incorporação de LCM no betão com a sua capacidade de absorção de água por capilaridade. Por

último, observa-se que a utilização de adjuvantes do tipo plastificante melhora a absorção de

água por capilaridade. Esta propriedade foi reduzida em 44 e 47% nos betões com incorporação

de SP1 e SP2, respectivamente. Observa-se também que, com o aumento da taxa de

incorporação de LCM, o efeito provocado pelos adjuvantes diminui ligeiramente.

Figura 4.14 - Absorção de água por capilaridade às 72 horas nos vários betões

Os resultados obtidos na presente dissertação para a capacidade de absorção de água por

capilaridade diferem um pouco dos resultados obtidos pelos autores apresentados no Capítulo 2.

Isto deve-se ao facto de as LCM utilizadas não serem tão finas como os agregados muito finos

de outras naturezas utilizados pelos autores pesquisados. Esta diferença é devida à forma como

o mármore foi cortado na pedreira de onde foram recolhidos os resíduos utilizados no presente

estudo que, ao ser cortado através de fio adiamantado, não produz lamas tão finas como quando

cortado com disco adiamantado. No que se refere ao efeito da adição de adjuvantes no betão, os

resultados estão de acordo com as conclusões de Coutinho et al. (1994), onde este refere que a

adição de adjuvantes do tipo plastificante diminui a absorção de água por capilaridade.

Na Tabela 4.21, bem como na Figura 4.15, são também apresentadas as alturas de água por

ascensão capilar em função da taxa de substituição de cimento por LCM. É então possível

observar que este fenómeno segue a mesma tendência do que a absorção de água por

capilaridade, aumentando em todas as famílias de betões com o incremento da taxa de

R² = 0.9123

R² = 0.9689

R² = 0.9924

0.00E+00

2.00E-03

4.00E-03

6.00E-03

8.00E-03

1.00E-02

1.20E-02

0 5 10 15 20 25Ab

sorç

ão d

e ág

ua

po

r ca

pil

arid

ade

às 7

2 h

ora

s (g

/mm

2)


Família B0

Família B1

Família B2



85

incorporação de LCM. Contudo, este fenómeno é mais sentido na família de betões B0, sendo

que a altura de água registada para o betão B0,20 é 24% maior do que a registada no betão de

referência. Nos betões B1,20 e B2,20, a altura de ascensão de água por capilaridade é 14%

menor do que a altura registada nos respectivos betões de referência. Já para o caso de taxas de

substituição menores, a altura de ascensão de água por capilaridade aumenta de forma muito

mais lenta do que a quantidade de água absorvida, sendo que para a taxa de substituição de 10%

a altura de água aumenta em relação aos betões de referência 4, 5 e 3% nas famílias B0, B1 e

B2, respectivamente.

Figura 4.15 - Altura de água por ascensão capilar às 72 horas nos vários betões

Na Tabela 4.22, são apresentados os valores dos coeficientes de correlação das regressões

utilizadas para relacionar a altura de água por ascensão capilar com a taxa de substituição de

cimento por LCM. Através desta tabela, é possível concluir que, à exceção da família B1, a

regressão polinomial de segundo grau é a mais adequada para relacionar a altura de água por

ascensão capilar. Isto significa que, apesar de esta altura aumentar sempre com o incremento da

taxa de substituição, para taxas menores o aumento da altura de água é menor do que para taxas

maiores.

Tabela 4.22 - Coeficientes de correlação das regressões utilizadas para relacionar a altura de água por

ascensão capilar com a taxa de substituição de cimento por LCM

R

2

Linear

Polinomial

(2ºgrau)

Família B0 0,8724 0,9573

Família B1 0,9651 0,9991

Família B2 0,8460 0,9580

Por último, é apresentada na Figura 4.16 a relação entre a água absorvida por capilaridade às 72

horas com a resistência à compressão aos 28 dias. Através da análise desta figura, é possível

constatar que, quanto maior for a resistência à compressão, menor será a absorção de água por

capilaridade. Esta relação era esperada porque a absorção de água por capilaridade é um

indicador indirecto do grau de vazios existente no betão. Sendo assim, se um be tão apresenta

uma menor absorção de água por capilaridade, terá um menor grau de vazios o que também

conduz a uma maior resistência à compressão. Ainda na Figura 4.16, é apresentada a regressão

3.00

4.00

5.00

6.00

7.00

8.00

9.00

10.00

0 5 10 15 20 25

Alt

ura

de

água

po

r as

censã

o

cap

ilar

(cm

)


Família B0

Família B1

Família B2


86

linear utlizada para relacionar estas duas grandezas, sendo que esta regressão apresenta um

coeficiente de correlação de 0,83, indicando que estas duas propriedades do betão são muito

relacionáveis.

Figura 4.16 - Relação entre a água absorvida por capilaridade às 72 horas e a resistência à compressão aos 28

dias


O ensaio de absorção de água por imersão foi realizado seguindo a especificação LNEC E-394

(1993), que tem como objectivo avaliar a presença de poros abertos no betão.

Na Tabela 4.23, são apresentados os valores obtidos para a absorção de água por imersão dos

vários betões produzidos, bem como a sua variação com o incremento da taxa de incorporação

de LCM em relação aos betões de referência (LCM) e com a utilização de adjuvantes do tipo

plastificante (SP). São ainda apresentados no Anexo M todos os valores intervenientes no

cálculo destes resultados.

Tabela 4.23 - Absorção de água por imersão dos vários betões estudados

Tipo de

betão

Absorção de água

por imersão (%) LCM (%) SP (%)

BR0 16,0 0,00 -

B0,5 16,2 1,07 -

B0,10 15,9 -0,44 -

B0,20 16,1 1,04 -

BR1 13,0 0,00 -18,47

B1,5 13,6 4,32 -15,85

B1,10 14,5 11,56 -8,64

B1,20 15,5 18,60 -4,29

BR2 12,8 0,00 -19,65

B2,5 12,3 -4,00 -23,68

B2,10 12,4 -3,40 -22,04

B2,20 12,8 0,03 -20,44

R² = 0.8338

0.00E+00

2.00E-03

4.00E-03

6.00E-03

8.00E-03

1.00E-02

1.20E-02

25 30 35 40 45 50 55

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

po

rcap

ilar

idad

e às

72

ho

ras

(g/m

m2)

Resistência à compressão aos 28 dias (MPa)



87

Da análise da Tabela 4.23 e da Figura 4.17, conclui-se que na família de betões B0 a absorção

de água por imersão é praticamente indiferente à substituição de cimento por LCM, tendo a

regressão linear utilizada para relacionar estes dois factores apresentado um coeficiente de

correlação de 0,134. Nesta família, a diferença da absorção de água por imersão relativamente

ao betão BR0 variou entre -0,44 e 1,04%, para os betões B0,10 B0,20, respectivamente.

Para a família de betões B2, a absorção de água por imersão foi menor nas taxas de substituição

de cimento por LCM de 5 e 10%, em relação ao betão BR2, sendo que para a taxa de

substituição de 20% a água absorvida por imersão é muito semelhante à absorvida pelo betão

BR2, variando apenas 0,03%. Na Figura 4.17, é apresentada a regressão polinomial utilizada e o

respectivo coeficiente de correlação de 0,913, indicando assim que, na presença de SP2, a

incorporação de LCM no betão exerce um ligeiro efeito de fíler. Não obstante, e tal como para a

família de betões sem adjuvantes, a absorção de água por imersão varia muito pouco para as

diferentes taxas de substituição de cimento por LCM.

Já no caso da família B1, o incremento da taxa de substituição de cimento por LCM provoca um

aumento da água absorvida por imersão dos betões. Este aumento segue uma tendência linear,

como é apresentado na Figura 4.17 através da regressão utilizada, sendo que esta apresenta um

coeficiente de correlação de 0,979. O facto de os betões com incorporação de SP1 apresentarem

uma maior absorção de água por imersão com o aumento da taxa de substituição de cimento por

LCM pode-se dever ao mecanismo de actuação deste tipo de adjuvante que, ao actuar na

superfície dos agregados e ser menos eficaz do que o SP2, não consegue compensar o aumento

de superfície específica provocado pela incorporação de LCM no betão. Esta diferença no grau

de actuação dos adjuvantes do tipo plastificante utilizados é visível na Figura 4.17 e expresso na

Tabela 4.23, sendo que os betões BR1 e BR2 apresentaram uma diminuição da água absorvida

por imersão de 18,5 e 19,7% em relação ao betão de referência, respectivamente. Já para os

betões B1,20 e B2,20, esta diminuição foi de 4,3 e 20,4% em relação ao betão B0,20,

respectivamente, demonstrando assim esta perda na capacidade de actuação do adjuvante SP1

para taxas de substituição mais elevadas.

Figura 4.17 - Absorção de água por imersão para os vários betões produzidos

Os resultados obtidos na presente dissertação são semelhantes aos obtidos por Çelik et al.

(1996), tendo estes concluído que, até à taxa de 20% de substituição de agregados finos por pó

de calcário, a quantidade de água absorvida por imersão dos betões estudados se mantém

R² = 0.1339

R² = 0.979

R² = 0.913

6.0

8.0

10.0

12.0

14.0

16.0

18.0

0 5 10 15 20 25

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

po

r im

ersã

o (

%)


Família B0

Família B1

Família B2


88

praticamente constante. Estes autores justificam que os resultados obtidos se podem dever ao

facto de, para taxas de substituição baixas, a parte mais fina do pó ser capaz de preencher parte

dos vazios existentes no betão impedindo assim a entrada de água neste.

Na Figura 4.18, é apresentada a relação entre a absorção de água por imersão e a resistência à

compressão aos 28 dias dos vários betões. Constata-se que estas duas propriedades do betão

estão relacionadas, sendo que, à semelhança do que acontece para a absorção de água por

capilaridade, quanto maior for a resistência à compressão, menor será a absorção de água por

imersão. Esta relação foi aproximada através de uma regressão linear, tendo esta apresentado

um coeficiente de correlação de 0,636, valor razoável para concluir que, de facto, existe uma

relação entre estas propriedades do betão. O facto de um betão apresentar menor absorção de

água por imersão em relação a outro betão significa que o primeiro tem um grau de poros

abertos menor do que o segundo e, por conseguinte, um maior grau de compacidade e assim

uma maior resistência à compressão. Esta relação entre a absorção de água por imersão e a

resistência à compressão dos betões foi também observada por Gameiro (2012).

Figura 4.18 - Relação entre a absorção de água por imersão e a resistência à compressão aos 28 dias

Através da análise da Figura 4.19, conclui-se que existe uma forte relação entre a absorção de

água por imersão e a absorção de água por capilaridade às 72 horas, sendo que, quando uma

destas propriedades aumenta, a outra segue a mesma tendência. De modo a relacionar estas duas

grandezas, foi utilizada uma regressão linear, obtendo-se um coeficiente de correlação de 0,825.

Este grau de correlação era já à partida esperado pelo facto de estes dois tipos de absorção de

água serem métodos indirectos de avaliação do grau de vazios existentes no betão, ainda que

com dimensões e configurações distintas.

R² = 0.6357

6.0

8.0

10.0

12.0

14.0

16.0

18.0

25 30 35 40 45 50 55

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

po

r im

ersã

o (

%)




89

Figura 4.19 - Relação entre a absorção de água por imersão e absorção de água por capilaridade às 72 horas


O ensaio de resistência à penetração de cloretos realizou-se segundo a especificação LNEC E-

463 (2004). Desta forma, determinou-se o coeficiente de difusão de cloretos por migração em

regime não estacionário dos betões.

Tendo em conta os três mecanismos de transporte de iões cloreto, nomeadamente o de difusão, o

de diferença de pressão e o de absorção capilar de águas, este processo é muito prejudicial para

as armaduras existentes no betão estrutural. A penetração de cloretos no betão ocorre mais ou

menos intensamente de acordo com a estrutura porosa da matriz cimentícia, que por sua vez é

variável devido às constantes reacções de hidratação do cimento.

Na Tabela 4.24, são apresentados os valores obtidos no presente ensaio e as respectivas

variações com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM e com a incorporação de

adjuvantes do tipo plastificante. No Anexo N, são apresentados os dados e cálculos efectuados

para a obtenção destes resultados.

Tabela 4.24 - Coeficiente de difusão de cloretos para os vários betões aos 28 e 91 dias

Tipo de

betão

Coeficiente de

difusão de cloretos

aos 28 dias (x10-12

) LCM (%) SP (%)

Coeficiente de

difusão de cloretos

aos 91 dias (x10-12

) LCM (%) SP (%)

BR 19,59 0,00 - 19,07 0,00 -

B0,5 21,43 9,42 - 20,75 8,82 -

B0,10 22,96 17,22 - 22,32 17,07 -

B0,20 28,28 44,38 - 25,97 36,17 -

BR1 18,61 0,00 -4,97 18,53 0,00 -2,80

B1,5 20,29 9,02 -5,32 18,94 2,16 -8,74

B1,10 22,54 21,11 -1,82 21,09 13,80 -5,52

B1,20 27,14 45,83 -4,02 25,12 35,52 -3,26

BR2 17,84 0,00 -8,93 15,58 0,00 -18,29

B2,5 17,95 0,63 -16,25 15,88 1,93 -23,46

B2,10 19,48 9,20 -15,16 17,23 12,90 -22,80

B2,20 23,34 30,85 -17,47 20,15 32,01 -22,39

R² = 0.8251

6.0

8.0

10.0

12.0

14.0

16.0

18.0

2.00E-03 4.00E-03 6.00E-03 8.00E-03 1.00E-02 1.20E-02

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

po

r im

ersã

o (

%)

Absorção de água por capilaridade às 72 horas (g/mm2)


90

As Figuras 4.20 e 4.21, de acordo com a Tabela 4.24, demonstram que existe uma tendência

para o aumento do coeficiente de difusão de cloretos com o aumento da taxa de substituição de

cimento por LCM. Esta tendência registou-se tanto nos ensaios realizados aos 28 dias como aos

91 dias, ainda que nestes últimos a variação seja ligeiramente menor.

Figura 4.20 - Coeficiente de difusão de cloretos aos 28 dias para os vários betões

Figura 4.21 - Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias para os vários betões

Na família de betões sem adjuvantes, o aumento do coeficiente de difusão de cloretos foi linear

tanto aos 28 como aos 91 dias, tendo sido registada uma variação máxima deste propriedade de

36,2% no betão B0,20 em relação ao betão de referência. Na família de betões com adição de

SP1, aos 28 dias a tendência de crescimento foi linear enquanto aos 91 dias a variação do

coeficiente de difusão de cloretos foi mais próxima de uma função polinomial de segundo grau.

Para esta família, a máxima variação registada aos 91 dias foi de 35,5% para o betão B1,20 em

relação ao betão de referência da mesma família. Já a família de betões com adição de SP2,

tanto aos 28 como aos 91 dias, a variação da presente propriedade aproximou-se melhor a uma

função polinomial de segundo grau, mostrando que, à semelhança do que acontece com a

resistência à compressão e absorções de água por capilaridade e imersão, é nesta família que é

mais notório o efeito de fíler provocado pela incorporação de LCM no betão, ainda que este

efeito seja muito suave. A máxima variação do coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias

R² = 0.9849

R² = 0.9962

R² = 0.9945

10.00

12.00

14.00

16.00

18.00

20.00

22.00

24.00

26.00

28.00

30.00

0 5 10 15 20 25Co

efic

iente

de

dif

usã

o d

e cl

ore

tos

aos

28

dia

s (x

10

-12)


Família B0

Família B1

Família B2

R² = 0.999

R² = 0.9897

R² = 0.994

10.00

12.00

14.00

16.00

18.00

20.00

22.00

24.00

26.00

28.00

30.00

0 5 10 15 20 25

Co

efic

iente

de

dif

usã

o d

e cl

ore

tos

aos

91

dia

s (x

10

-12)


Família B0

Família B1

Família B2



91

registada para esta última família foi de 32,0% para o betão B2,20 em relação ao betão de

referência com adição de SP2.

Na Tabela 4.25, são apresentados os coeficientes de correlação obtidos para as regressões

lineares e polinomiais utilizadas para relacionar o coeficiente de difusão de cloretos com a taxa

de substituição de cimento por LCM. Tal como referido, a regressão linear aproxima sempre de

uma forma muito exacta e praticamente semelhante à regressão polinomial os resultados

obtidos, sendo que apenas no caso da família B2 a regressão polinomial se destaca em relação à

linear.

Tabela 4.25 - Coeficientes de correlação registados nos dois tipos de regressão utilizadas para relacionarem o

coeficiente de difusão de cloretos com a taxa de substituição de cimento por LCM

28 dias 91 dias

R

2 R

2

Linear

Polinomial

(2º grau) Linear

Polinomial

(2º grau)

Família B0 0,9849 0,9978 0,9990 0,9998

Família B1 0,9962 0,9994 0,9617 0,9897

Família B2 0,9309 0,9945 0,9588 0,9940

Quanto ao efeito dos adjuvantes utilizados, o adjuvante SP1 permitiu uma diminuição máxima

do coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias de 8,7%, para o betão B1,5 em relação ao

betão B0,5. O seu efeito foi ligeiramente variável paras as diferentes taxas de substituição de

cimento por LCM, não se tendo verificado uma tendência clara. Por outro lado, no caso da

adição de SP2, o seu efeito foi muito mais notório, como era expectável, e foi mais notório para

maiores taxas de substituição de cimento por LCM. A máxima variação do coeficiente de

difusão de cloretos aos 91 dias observada com a adição de SP2 foi de 33,5%, tendo ocorrido

para a taxa de substituição de 5%.

A diminuição da permeabilidade à penetração de cloretos no betão com a crescente taxa de

substituição de cimento por LCM pode ser explicada pelo fenómeno descrito por André (2012).

Este refere que o óxido de alumínio (Al2O3) beneficia a formação de aluminato tricálcico (C3A)

que fixa os iões de cloreto, formando compostos insolúveis. Desta forma, com a redução de iões

livres no betão, ocorre uma menor penetração de cloretos e, por conseguinte, menores

coeficientes de difusão. O aumento deste coeficiente registado aquando da substituição do

cimento pelas LCM acontece porque, uma vez que o primeiro apresenta 4,8% de Al 2O3 e as

LCM apenas 3,3%, ao ser feita esta substituição, ocorre uma menor formação de C 3A

permitindo uma maior difusão de cloretos pelo betão. Por outro lado, e tal como constatado nas

anteriores propriedades analisadas, o facto de a substituição de cimento por LCM levar a

absorções de água maiores por parte do betão potencia a entrada de cloretos no in terior deste.

Uma vez que a difusão de cloretos no interior do betão está relacionada com a estrutura porosa

deste, é interessante comparar os resultados obtidos no presente ensaio com os obtidos nos

ensaios analisados anteriormente, nomeadamente a resistência à compressão e as absorções de

água por capilaridade e imersão.


92

Na Figura 4.22, é apresentada a relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a

resistência à compressão aos 28 dias. É possível observar que existe uma clara tendência para o

aumento da resistência à compressão dos betões quando o coeficiente de difusão de cloretos

diminui, tendo a regressão linear apresentado um coeficiente de correlação de 0,847. Esta

relação é explicada pela relação destas duas grandezas com a estrutura porosa do betão. Quando

um betão é menos poroso, este terá uma resistência à compressão maior em relação a outro mais

poroso, sendo que, para o caso da difusão de cloretos, quanto menor for o grau de porosidade do

betão, menor será também este último fenómeno.

Figura 4.22 - Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28

dias

As relações entre a difusão de cloretos aos 91 dias e as absorções de água por capilaridade aos

72 dias e por imersão são apresentadas nas Figuras 4.23 e 4.24. É visível a relação existente

entre as propriedades referidas, sendo que, quanto maior foi a absorção de água, maior será

também o coeficiente de difusão de cloretos. No caso da absorção de água por capilaridade, a

regressão linear utilizada apresenta um coeficiente de correlação de 0,65, enquanto para a

absorção de água por imersão este coeficiente é de 0,573. A relação entre as propriedades

analisadas nestas duas figuras é mais uma vez explicada pela sua ligação com a porosidade do

betão, sendo que um betão mais poroso será também mais permeável à entrada de água e,

através desta, à entrada de cloretos no seu interior.

Figura 4.23 - Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água por

capilaridade às 72 horas

R² = 0.8465

10.00

12.00

14.00

16.00

18.00

20.00

22.00

24.00

26.00

28.00

30.00

25 30 35 40 45 50 55

Co

efic

iente

de

dif

usã

o d

e cl

ore

tos

aos

91

dia

s (x

10

-12)


R² = 0.6498

10.00

12.00

14.00

16.00

18.00

20.00

22.00

24.00

26.00

28.00

30.00

2.00E-03 4.00E-03 6.00E-03 8.00E-03 1.00E-02 1.20E-02Co

efic

iente

de

dif

usã

o d

e cl

ore

tos

aos

91

dia

s (x

10

-12)




93

Figura 4.24 - Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água por imersão


A resistência à carbonatação dos betões produzidos foi determinada seguindo a especificação

LNEC E-391 (1993). Desta forma, foi avaliada a profundidade de penetração de dióxido de

carbono no betão num ambiente controlado.

A carbonatação, resultante da reacção do dióxido de carbono existente na atmosfera com os

componentes do cimento hidratado, provoca a precoce deterioração das armaduras existentes no

betão.

Nas Tabelas 4.26 e 4.27, são apresentados os resultados da profundidade de carbonatação nos

vários períodos de ensaio para os vários betões estudados, sendo que os valores intermédios

para o seu cálculo são apresentados no Anexo O.

Tabela 4.26 - Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões

Tipo de

betão

Carbonatação aos

7 dias (mm) LCM (%) SP (%)

Carbonatação aos


BR 4,86 0,00 - 7,46 0,00 -

B0,5 5,16 6,15 - 7,83 4,96 -

B0,10 5,54 13,93 - 9,71 30,09 -

B0,20 6,60 35,85 - 12,21 63,59 -

BR1 4,00 0,00 -17,68 7,19 0,00 -3,61

B1,5 3,91 -2,23 -24,17 7,07 -1,71 -9,74

B1,10 5,05 26,26 -8,77 8,33 15,80 -14,20

B1,20 6,43 60,72 -2,60 10,75 49,40 -11,97

BR2 1,78 0,00 -63,42 4,15 0,00 -44,35

B2,5 1,80 1,12 -65,15 4,94 18,88 -36,97

B2,10 2,55 43,39 -53,95 5,37 29,25 -44,70

B2,20 3,85 116,43 -41,71 8,26 98,77 -32,38

R² = 0.5733

10.00

12.00

14.00

16.00

18.00

20.00

22.00

24.00

26.00

28.00

30.00

10.0 12.0 14.0 16.0 18.0Co

efic

iente

de

dif

usã

o d

e cl

ore

tos

aos

91

dia

s (x

10

-12)

Absorção de água por imersão (%)


94

Tabela 4.27 - Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões

Tipo de

betão

Carbonatação aos


Carbonatação

aos 91 dias (mm) LCM (%) SP (%)

BR 10,08 0,00 - 11,97 0,00 -

B0,5 13,01 29,09 - 14,49 21,06 -

B0,10 13,87 37,60 - 16,23 35,64 -

B0,20 16,43 62,97 - 23,39 95,45 -

BR1 8,98 0,00 -10,88 11,17 0,00 -6,62

B1,5 10,18 13,37 -21,72 12,05 7,83 -16,82

B1,10 12,63 40,61 -8,93 14,70 31,52 -9,45

B1,20 15,99 77,98 -2,91 17,79 64,79 -3,98

BR2 5,59 0,00 -44,55 6,86 0,00 -42,69

B2,5 6,55 17,20 -49,66 7,51 9,49 -48,17

B2,10 8,02 43,57 -42,14 9,72 41,74 -40,11

B2,20 11,56 106,88 -29,78 14.83 116,34 -22,64

Através da análise das Tabelas 4.26 e 4.27, em conjunto com as Figuras 4.25 e 4.26, é possível

concluir que a frente de carbonatação avança mais rapidamente com o aumento da taxa de

substituição de cimento por LCM. Na família de betões B0, a maior variação registada entre o

betão de referência e o betão B0,20 foi de 95.45%, ocorrendo aos 91 dias. Já na família de

betões B1, a maior variação foi registada aos 56 dias, tendo o betão B1,20 apresentado uma

profundidade de carbonatação 78,0% maior do que o betão BR1. Por último, na família de

betões B2, a variação foi maior do que nas restantes famílias. A maior variação ocorreu aos 7 e

aos 91 dias com um valor de 116,4% entre o betão B2,20 e BR2.

Figura 4.25 - Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões

0.00

1.00

2.00

3.00

4.00

5.00

6.00

7.00

0 10 20 30Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

aos

7 d

ias

(mm

)


Família B0

Família B1

Família B20.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

14.00

0 10 20 30Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

aos

28

dia

s (m

m)


Família B0

Família B1

Família B2



95

Figura 4.26 - Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões

No que se refere ao efeito da adição de adjuvantes do tipo plastificantes, estes diminuem a

permeabilidade do betão ao fenómeno de carbonatação. Este efeito era expectável uma vez que

com o uso deste tipo de adjuvantes a relação a/l dos mesmo diminui, formando assim betões

menos porosos e, consequentemente, menos susceptíveis à entrada de CO2 no seu interior. No

caso da adição de SP1, observou-se uma redução máxima na profundidade de carbonatação no

betão B1,5 e com o valor de 24,2%, em relação ao betão B0,5, tendo esta ocorrido aos 7 dias. Já

na família B2, esta redução foi sempre maior do que na família B1, tendo a máxima redução

sido observada aos 7 dias e para o betão com 5% de substituição de cimento por LCM no valor

de 65,2% em relação ao mesmo betão sem SP2.

Nas Figuras 4.27 a 4.29, são apresentadas as evoluções da profundidade da frente de

carbonatação de cada família de betões em função da raiz quadrada do tempo de ensaio. Com

base nestas curvas e através de regressões lineares, foi possível obter os coeficientes de

carbonatação referentes a cada tipo de betão, sendo estes apresentados na Tabela 4.28. É

possível concluir, através destes coeficientes, que a frente de carbonatação avança mais

rapidamente com a crescente taxa de substituição de cimento por LCM, tal como constatado

anteriormente no presente subcapítulo. No que se refere ao efeito do uso de adjuvantes, estes

permitiram uma redução no coeficiente de carbonatação para todos os tipos de betão .

Figura 4.27 - Profundidade de carbonatação da família B0 em função da raiz quadrada do tempo de ensaio e

respectivos coeficientes de carbonatação

0.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

14.00

16.00

18.00

0 10 20 30Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

ao

s

56

dia

s (m

m)


Família B0

Família B1

Família B2

0.00

2.50

5.00

7.50

10.00

12.50

15.00

17.50

20.00

22.50

0 10 20 30Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

ao

s

91

dia

s (m

m)

Taxa de substiutição (%)

Família B0

Família B1

Família B2

y = 1.3293x

R² = 0.9713

y = 1.597x

R² = 0.9789

y = 1.7838x

R² = 0.9904 y = 2.1316x

R² = 0.9859

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 5 10

Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

(mm

)

Raiz quadrada do tempo de ensaio (√dias)

BR

B0,5

B0,10

B0,20


96





Tabela 4.28 - Coeficiente de carbonatação para os vários tipos de betão

Coeficiente de carbonatação (mm/√dias)

Taxa de

substituição (%)

Sem

adjuvantes Com SP1 Com SP2

0 1,33 1,22 0,74

5 1,60 1,31 0,83

10 1,78 1,60 1,03

20 2,13 2,03 1,55

Em relação aos estudos consultados, é interessante referir que Yaque et al. (2005) obtiveram

resultados semelhantes aos apresentados na presente dissertação. Yaque et al. (2005) estudaram

a influência da adição no betão de lamas secas provenientes de uma estação de tratamento de

águas residuais. Estes autores utilizaram taxas de adição de 2,5, 5 e 10%, sendo que para todas

obtiveram um aumento na profundidade de carbonatação. Constataram ainda que, à semelhança

do que acontece na presente dissertação, quanto maiores as taxas de adição, maior o aumento na

profundidade de carbonatação.

y = 1.2224x

R² = 0.982

y = 1.3127x

R² = 0.994

y = 1.6053x

R² = 0.9896 y = 2.0285x

R² = 0.9878

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 5 10 15

Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

(mm

)


BR1

B1,5

B1,10

B1,20

y = 0.7359x

R² = 0.9958

y = 0.8326x

R² = 0.9817

y = 1.0325x

R² = 0.9976

y = 1.549x

R² = 0.9995

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 5 10 15

Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

(mm

)


BR2

B2,5

B2,10

B2,20



97

O desempenho dos betões em termos de durabilidade está ligado com a porosidade deste. Desta

forma, a resistência do betão à carbonatação segue aproximadamente as tendências observadas

nas restantes propriedades analisadas. Na Figura 4.30, é apresentada a relação entre a

profundidade de carbonatação aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28 dias, sendo

visível que, quanto maior a resistência à compressão, menor será a profundidade de

carbonatação. A regressão linear utilizada apresenta um coeficiente de correlação de 0,889,

indicando que existe uma clara relação entre estas duas propriedades.

Figura 4.30 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28

dias

Nas Figuras 4.31 e 4.32, são apresentadas as relações entre a profundidade de carbonatação aos

91 dias e a absorção de água por capilaridade às 72 horas e por imersão. Uma vez que estas três

propriedades se encontram relacionadas com a quantidade de vazios no betão, a relação obtida

era esperada, sendo que, quanto maior for a absorção de água por capilaridade ou por imersão,

maior será também a profundidade de carbonatação. As regressões lineares utilizadas

apresentam coeficientes de correlação de 0,655 e 0,548, para a absorção de água por

capilaridade e por imersão, respectivamente, valores que permitem sustentar a referida relação.

Figura 4.31 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água por

capilaridade às 72 horas

R² = 0.8891

0.00

2.50

5.00

7.50

10.00

12.50

15.00

17.50

20.00

22.50

25 30 35 40 45 50 55

Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

ao

s 9

1

dia

s (m

m)


R² = 0.6553

0.00

2.50

5.00

7.50

10.00

12.50

15.00

17.50

20.00

22.50

2.00E-03 4.00E-03 6.00E-03 8.00E-03 1.00E-02 1.20E-02

Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

ao

s 9

1

dia

s (m

m)



98

Figura 4.32 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água por imersão

A relação entre a profundidade de carbonatação e o coeficiente de difusão de cloretos é

apresentada na Figura 4.33, onde a relação destas duas propriedades é aproximada por uma

regressão linear com um coeficiente de correlação de 0,965. Mais uma vez, pelo facto de estas

duas propriedades estarem significativamente ligadas com a porosidade dos betões, estas são

fortemente relacionáveis pelo que, quando o betão é menos resistente à penetração de cloretos, a

resistência à carbonatação também é menor.

Figura 4.33 - Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e o coeficiente de difusão de cloretos

aos 91 dias

4.4.6. Retracção

O ensaio de retracção foi realizado de acordo com a especificação LNEC E-398 (1993). Este

fenómeno consiste na diminuição das dimensões de elementos de betão, diferida no tempo, que

pode conduzir à fissuração do mesmo.

A retracção é essencialmente condicionada pela relação a/l e pelas características dos agregados

que constituem o betão. A incorporação de adjuvantes do tipo plastificante pode também

influenciar este fenómeno, como será analisado de seguida.

Na Tabela 4.29, são apresentados os resultados obtidos para a retração dos vários betões aos 91

dias, assim como as diferenças relativas com a substituição de cimento por LCM e adição de

R² = 0.5483

0.00

2.50

5.00

7.50

10.00

12.50

15.00

17.50

20.00

22.50

10.0 12.0 14.0 16.0 18.0Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

ao

s

91

dia

s (m

m)

Absorção de água por imersão (%)

R² = 0.9647

0.00

2.50

5.00

7.50

10.00

12.50

15.00

17.50

20.00

22.50

10.00 15.00 20.00 25.00 30.00

Pro

fund

idad

e d

e ca

rbo

nat

ação

aos

91

dia

s (m

m)

Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12)



99

superplastificantes. Os valores obtidos no presente ensaio são apresentados detalhadamente no

Anexo P.

Tabela 4.29 - Retração aos 91 dias dos vários betões

Tipo de

betão

Retração aos

91 dias (m/m) LCM (%) SP (%)

BR 3,45E-04 0,00 -

B0,5 4,91E-04 42,39 -

B0,10 4,46E-04 29,35 -

B0,20 4,48E-04 29,72 -

BR1 6,63E-04 0,00 92,03

B1,5 7,04E-04 6,23 43,26

B1,10 6,65E-04 0,38 49,02

B1,20 6,79E-04 2,46 51,67

BR2 4,89E-04 0,00 41,66

B2,5 5,44E-04 11,25 10,68

B2,10 4,16E-04 -14,83 -6,72

B2,20 4,19E-04 -14,33 -6,44

Através da análise da Tabela 4.29, em conjunto com as Figuras 4.34 a 4.36, conclui-se que o

efeito causado pela substituição de cimento por LCM depende do uso de superplastificantes. No

caso da família de betões sem adição de adjuvantes, a substituição de cimento por LCM foi

sempre prejudicial para a retracção, tendo a máxima variação sido observada para a taxa de

substituição de 5% e com o valor de 42,4%. Para a família de betões com adição de SP1, a

incorporação de LCM em detrimento do cimento não provocou variações significativas, tendo

mais uma vez a máxima variação sido registada para a taxa de substituição de 5%, no valor de

6,2%. Já para a família de betões com adição de SP2, as taxas de substituição de 10 e 20%

mostraram-se benéficas para o fenómeno de retração. Ainda assim, e tal como nas restantes

famílias, a taxa de 5% provocou um aumento da retração de 11,3%.

Analisando o efeito dos dois tipos de superplastificantes nos betões estudados, é visível que a

adição de SP1 aumenta a retracção enquanto, no caso dos betões com SP2, o seu efeito é

prejudicial para taxas de substituição mais baixas, sendo que a partir de 10% de substituição de

cimento por LCM o seu uso torna-se benéfico. Não obstante, a utilização de LCM proporcionou

uma atenuação da perda de desempenho aquando da utilização de adjuvantes do tipo

plastificante. Cartuxo (2013) chegou a resultados semelhantes a estes, principalmente aos 7 dias

de ensaio, referindo que para idades mais jovens a influência negativa da utilização de

superplastificantes é atenuada pela utilização de, no seu caso, agregados finos reciclados de

betão.


100

Figura 4.34 - Retracção ao longo dos 91 dias dos betões sem adição de adjuvantes

Figura 4.35 - Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP1

Nas Figuras 4.34 a 4.36, são também apresentadas as regressões logarítmicas utilizadas para

descrever a evolução da retracção nos vários tipos de betão. Uma vez que este fenómeno ocorre

de uma forma não linear ao longo do tempo, este tipo de regressão foi a que melhor se

aproximou dos resultados, sendo isto visível nos coeficientes de correlação obtidos. Constata -se

portanto que a retracção se desenvolve essencialmente nas primeiras idades dos betões,

atenuando-se ao longo do tempo e tendendo para um valor mais constante.

y = 8.48E-05ln(x) - 5.71E-05

R² = 9.73E-01

y = 1.25E-04ln(x) - 9.85E-05

R² = 9.57E-01

y = 1.14E-04ln(x) - 9.67E-05

R² = 9.53E-01

y = 1.14E-04ln(x) - 1.11E-04

R² = 9.30E-01

0.00E+00

1.00E-04

2.00E-04

3.00E-04

4.00E-04

5.00E-04

6.00E-04

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Ret

racç

ão (

m/m

)

Tempo de ensaio (dias)

BR0

BR0,5

BR0,10

BR0,20

y = 1.72E-04ln(x) - 1.37E-04

R² = 9.62E-01

y = 1.93E-04ln(x) - 1.87E-04

R² = 9.50E-01

y = 1.79E-04ln(x) - 1.58E-04

R² = 9.59E-01

y = 1.93E-04ln(x) - 1.89E-04

R² = 9.49E-01

0.00E+00

1.00E-04

2.00E-04

3.00E-04

4.00E-04

5.00E-04

6.00E-04

7.00E-04

8.00E-04

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Ret

racç

ão (

m/m

)


BR1,0

BR1,5

BR1,10

BR1,20

BR

B0,5

B0,10

B0,20

BR1

B1,5

B1,10

B1,20



101

Figura 4.36 - Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP2

Valcuende et al. (2012), cujo estudo foi apresentado no subcapítulo 2.5.1., chegaram a

resultados semelhantes aos encontrados na presente dissertação. Estes autores constataram que a

incorporação de pó de calcário no betão aumenta a retracção dos mesmo, tendo, no entanto,

observado que, quanto maior a taxa de adição de pó de calcário, maior será também a retracção

dos respectivos betões.

A Figura 4.37 apresenta, em função da taxa de substituição de cimento por LCM, o valor da

retracção obtido através das regressões logarítmicas apresentadas nas Figuras 4.34 a 4.36. É

visível que a retracção se mantém bastante indiferente à taxa de incorporação de LCM para as

famílias B0 e B1, tendo na família B2 apresentado um ligeiro decréscimo com o incremento da

taxa de substituição.

Figura 4.37 - Retracção aos 91 dias segundo as linhas de tendência

Na Figura 4.38, é apresentada a relação entre a retracção aos 91 dias e a absorção de água às 72

horas dos vários betões. Através desta, é possível concluir que existe uma ligeira diminuição na

y = 1.27E-04ln(x) - 9.53E-05

R² = 9.72E-01

y = 1.25E-04ln(x) - 2.01E-05

R² = 9.97E-01

y = 1.06E-04ln(x) - 7.50E-05

R² = 9.77E-01

y = 1.07E-04ln(x) - 6.92E-05

R² = 9.73E-01 0.00E+00

1.00E-04

2.00E-04

3.00E-04

4.00E-04

5.00E-04

6.00E-04

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Ret

racç

ão (

m/m

)


BR2,0

BR2,5

BR2,10

BR2,20

R² = 0.098

R² = 0.3167

R² = 0.4057

0.00E+00

1.00E-04

2.00E-04

3.00E-04

4.00E-04

5.00E-04

6.00E-04

7.00E-04

8.00E-04

0 5 10 15 20 25

Ret

racç

ão a

os

91

dia

s se

gund

o a

s

linhas

de

tend

ênci

a (m

/m)


Família B0

Família B1

Família B2

BR2

B2,5

B2,10

B2,20


102

retracção com o aumento da absorção de água por capilaridade, ainda que esta relação seja

diminuta. No que se refere à relação da retracção com as demais propriedades do betão, não

existe nenhuma tendência clara, indicando que a retracção é uma propriedade independent e das

restantes.

Figura 4.38 - Relação entre a retracção aos 91 dias com a absorção de água por capilaridade às 72 horas

4.5. Conclusões

Tendo sido apresentados e analisados os resultados obtidos na campanha experimental da

presente investigação, encontram-se caracterizadas as propriedades dos agregados utilizados,

tando os naturais como as LCM, do betão no estado fresco e no estado endurecido. No presente

subcapítulo, é apresentada uma compilação das conclusões mais importantes que foram

retiradas, quer em relação à substituição de cimento por LCM quer para a utilização de

adjuvantes do tipo plastificante nos betões.

4.5.1. Propriedades das lamas de corte de mármore

Os resultados obtidos através dos ensaios realizados no LNEC às LCM permitem concluir que

estas têm propriedades bastante semelhantes às obtidas pelos diversos autores consultados,

principalmente em termos da composição química e massa volúmica. Porém, através da análise

granulométrica destas lamas, conclui-se que estas apresentam dimensões superiores às

esperadas. Este resultado pode-se dever à forma como os maciços de mármore são cortados na

pedreira de onde foram recolhidas as LCM utilizadas, ou seja, por fio adiamantado, gerando

resíduos de maior dimensão em relação ao corte através de disco adiamantado, método utilizado

para obter as lamas utilizadas pelos autores consultados.

4.5.2. Propriedades do betão no estado fresco

Apesar da exígua informação encontrada relativamente aos ensaios no estado fresco de betões

com substituição de cimento por agregados muito finos, esta sugere que a crescente taxa de

substituição provoca uma diminuição na trabalhabilidade dos mesmos. No entanto, na presente

dissertação, este efeito não foi registado de forma explícita, uma vez que, para o uso dos

R² = 0.1518

0.00E+00

1.00E-04

2.00E-04

3.00E-04

4.00E-04

5.00E-04

6.00E-04

7.00E-04

8.00E-04

2.00E-03 4.00E-03 6.00E-03 8.00E-03 1.00E-02 1.20E-02

Ret

racç

ão a

os

91

dia

s (m

/m)




103

adjuvantes do tipo plastificante, foi corrigida a relação a/l para se chegar a níveis de

trabalhabilidade semelhantes em todos os betões.

Ainda assim, no que se refere à variação da relação a/l com a substituição de cimento por LCM,

esta relação foi praticamente indiferente à referida substituição, tendo apenas aumentado

ligeiramente e de forma linear para os betões com incorporação de SP2. O uso dos

superplastificantes foi o factor que mais influenciou a referida relação, tendo esta diminuído

mais significativamente aquando do uso de SP2.

A massa volúmica apresentou uma tendência decrescente com o aumento da taxa de substituição

de cimento por LCM, possivelmente pelo facto de estas últimas apresentaram uma massa

volúmica inferior à do cimento. O uso de superplastificantes levou a um aumento desta

propriedade. Este resultado pode ser explicado pelo facto de este tipo de adjuvantes ter levado à

diminuição da relação a/l nos betões, tornando-os mais compactos e aumentando assim a sua

massa volúmica.

4.5.3. Propriedades do betão no estado endurecido

Através da análise dos resultados obtidos na campanha experimental, verificou-se que a

substituição de cimento por LCM, de um modo geral, diminui as características de durabilidade

do betão, ainda que para pequenas taxas de substituição essa diminuição não seja significativa.

A resistência à compressão, ao estar directamente relacionada com as propriedades de

durabilidade do betão, foi considerada na presente dissertação. Sendo assim, e com a presente

campanha experimental, concluiu-se que a resistência à compressão diminui com o aumento da

taxa de substituição de cimento por LCM. No entanto, até à taxa de substituição de 10%, esta

diminuição não é significativa, podendo este tipo de betões ser utilizado em estruturas. A

utilização de superplastificantes ainda potencia esta propriedade, levando a aumentos máximos

de 32,7%.

No que se refere à absorção de água por capilaridade, esta aumentou com a crescente taxa de

substituição de cimento por LCM. No entanto, na família de betões sem adjuvantes e na família

com incorporação de SP2, a taxa de substituição de 5% apenas provocou um aumento desta

propriedade de 0,8 e 9,3%. A altura de água por ascensão capilar seguiu a mesma tendência da

respectiva absorção de água, mas neste caso a taxa de substituição de 10% ainda apresenta

aumentos pouco significativos, sendo que a maior variação foi registado na família B1 com o

valor de 5,1%.

No ensaio de absorção de água por imersão, constatou-se que a substituição de cimento por

LCM no betão não influência significativamente esta propriedade, à excepção da família com

adição de SP1. Na família de betões sem incorporação de superplastificantes, esta propriedade

manteve-se praticamente constante com o aumento da taxa de incorporação, enquanto na família

B2 se chegou mesmo a registar uma diminuição deste tipo de absorção para as taxas de

substituição de 5 e 10%. Este comportamento na família B2 evidencia um ligeiro efeito de fíler

com a incorporação de LCM, ainda que com pouco significado. Para a família de betões com

SP1, a absorção de água por imersão aumentou de uma forma quase linear com o aumento da

taxa de substituição. Não obstante, para a taxa de substituição de 5%, este fenómeno sofreu um

incremento de 4,3%, não condicionando assim a viabilidade do uso de LCM nesta quantidade na


104

presença de SP1. O efeito provocado pelos superplastificantes foi sempre benéfico, tendo -se

registado diminuição máximas de 18,5 e 23,7% para o uso de SP1 e SP2, respetivamente.

Após o ensaio de resistência à penetração de cloretos, concluiu-se que esta diminui com o

aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. Esta perda de resistência em relação a

este fenómeno está associada ao facto de o mármore apresentar um teor de óxido de alumínio

menor do que o do cimento. Sendo este óxido responsável pela formação de composto capazes

de fixar os iões de cloreto, a substituição de cimento por LCM diminui a capacidade de

formação destes compostos, levando assim a que os cloretos penetrem de forma mais intensa no

betão. A utilização de adjuvantes do tipo plastificante proporcionou um aumento desta

resistência em relação aos mesmos betões sem qualquer tipo de adjuvantes, sendo que, no caso

da família B2, a incorporação de 5% de LCM apenas fez aumentar o coeficiente de difusão de

cloretos em 0,6%

O fenómeno de carbonatação que ocorre no betão na presença de dióxido de carbono (CO 2)

também aumentou com a crescente incorporação de LCM no betão. A utilização de adjuvantes

melhorou esta resistência, sendo que, para o caso da utilização de SP2, a crescente incorporação

de LCM não diminui o seu poder de actuação. A resistência do betão em relação a este

fenómeno de carbonatação depende muito da estrutura porosa deste. Uma vez que nos ensaios

anteriores a tendência foi semelhante à registada neste, é possível concluir que, com o aumento

da taxa de substituição de cimento por LCM, o betão se torna mais poroso e portanto menos

capaz em termos de durabilidade. Não obstante, para taxas de substituição até 5%, as

propriedades do betão não são reduzidas ao ponto de invalidar a utilização deste tipo lamas em

betão estrutural.

No que concerne à retração, esta é praticamente indiferente à substituição de cimento por LCM

para as famílias de betões sem incorporação de adjuvantes e com adição de SP2. No caso da

família de betões com SP1, observou-se um ligeiro decréscimo no valor da retração aos 91 dias

com o aumento da taxa de substituição. As máximas variações em relação ao betão de referência

foram registadas para os betões sem superplastificantes, sendo que ainda assim a maioria dos

valores obtidos aos 91 dias se encontra dentro das barras de erro apresentadas na Figura 4.37.

Em relação ao efeito provocado pela utilização dos adjuvantes, o SP1 proporcionou um aumento

na retracção enquanto o efeito do SP2 variou em função da taxa de substituição de cimento por

LCM, tendo este efeito sido tanto mais benéfico quanto maior fosse a taxa de substituição.



105

5. Conclusões

No presente capítulo, pretende-se apresentar as conclusões obtidas a partir do programa

experimental realizado, estudando a viabilidade do uso, em termos de durabilidade, de lamas de

corte de mármore (LCM) em substituição do cimento no betão. Foi também analisado o

potencial benéfico de dois tipos de adjuvantes do tipo plastificante, um de uso corrente (SP1) e

outro de alto desempenho (SP2), bem como o efeito que a substituição de cimento por LCM

provoca no seu poder de actuação. São também apresentados alguns temas para

desenvolvimentos futuros de forma a compreender melhor alguns dos conceitos ainda pouco

explorados no âmbito na presente dissertação. Por último, as famílias de betões B0 , B1 e B2

correspondem aos conjuntos de betões sem adição de adjuvantes, com adição de SP1 e com

adição de SP2, respectivamente.

5.1. Considerações finais

O presente estudo vem finalizar um ciclo de investigações com o intuito de aproveitar os

desperdícios existentes na indústria da extracção de mármore em Portugal, no qual já foi objecto

de estudo a incorporação de agregados grossos e finos provenientes desta indústria no betão,

quer em termos mecânicos quer em termos de durabilidade. Terminado o ciclo, é possível então

avaliar a viabilidade do uso destes desperdícios no betão, reduzindo assim o seu impacte

ambiental e económico para as indústrias de extracção de rochas ornamentais.

5.2. Conclusões gerais

No que se refere à bibliografia existente, e ao invés do que acontece com o comportamento

mecânico, o desempenho em termos de durabilidade de betões com substituição de cimento por

outro tipo de componentes é um assunto pouco explorado, principalmente no que se refere à

substituição por LCM. Desta forma, a presente dissertação vem tentar colmatar essa lacuna na

bibliografia existente, tanto nacional como internacional, assim como terminar o ciclo referido

no subcapítulo anterior.

Seria de esperar que, com o uso das LCM, estas potenciassem algumas das propriedades do

betão tirando partido da sua granulometria muito fina. No entanto, e como se irá mostrar em

diante, a partir da análise granulométrica destas lamas, constatou-se que estas não apresentam

dimensões tão pequenas como as desejadas. Este facto deve-se ao modo como os blocos de

mármore são cortados na pedreira de origem das LCM utilizadas no presente estudo, que ao

serem cortados através de fio adiamantado não fazem as LCM tão finas como as que são geradas

através do corte com, por exemplo, disco adiamantado. Não obstante, o facto de ser explorada a

substituição de cimento pelas LCM leva a uma possível diminuição na utilização do primeiro,

permitindo um menor custo e gasto de energia na produção do betão. A acrescentar a este

factor, existe também o facto de ao serem aproveitadas as LCM, eles não contribuem para o

impacte ambiental provocado pela indústria da extracção de mármore.

Capítulo 5 - Conclusões

106

5.2.1. Propriedades das lamas de corte de mármore

A análise das propriedades das LCM tem uma elevada importância na presente d issertação uma

vez que a sua utilização em betão é o principal âmbito deste estudo. Também foram solicitados

à SECIL, empresa fornecedora do cimento, os ensaios realizados ao mesmo de modo a poder

existir uma comparação entre as propriedades deste com as das LCM, a fim de se compreender

alguns dos resultados obtidos durante a campanha experimental.

Os ensaios às LCM foram realizados no laboratório do LNEC, tendo sido estudada a sua

composição química, granulometria, massa volúmica e superfície específica. A massa volúmica

e composição química obtidas mostraram-se semelhantes às obtidas pelos autores consultados

no capítulo 2. Já no que se refere à análise granulométrica e superfície específica, estes dois

parâmetros foram os que se registaram mais díspares em relação aos restantes valores

consultados. Estas diferenças podem ser explicadas, como referido no presente capítulo, pelo

método de corte que dá origem às LCM.

Em comparação com o cimento, as LCM apresentam superfície específica e massa volúmica

menores, características que podem ter especial influência nas propriedades do betão no estado

fresco e, por conseguinte, no estado endurecido. A análise química do cimento e das LCM

apresentou algumas diferenças que, como explicado mais adiante neste capítulo, podem ter

algumas implicações nas propriedades do betão no estado endurecido, mais concretamente na

resistência à penetração de cloretos.

5.2.2. Propriedades do betão no estado fresco

No seu estado fresco, o betão foi analisado quanto à trabalhabilidade e massa volúmica em

função da taxa de incorporação de LCM e da incorporação de superplastificantes. É de referir

que, na presente campanha experimental, foi mantida a classe de trabalhabilidade (S3) em todos

os betões, sendo alterada a relação a/l (água/ligante) para a alcançar. No que concerne a

trabalhabilidade, esta mostrou-se praticamente indiferente à crescente taxa de incorporação de

LCM no betão para as famílias de betões B0 e B1. Já no caso da família B2, o aumento da taxa

de substituição de cimento por LCM levou a uma diminuição da trabalhabilidade do betão,

reflectida na necessidade de maior quantidade de água para atingir a classe de trabalhabilidade

estabelecida. Em relação à influência da utilização dos adjuvantes, estes permitiram, nos betões

de referência, uma redução da quantidade de água utilizada de 11,1 e 22,2% para o uso de SP1 e

SP2, respectivamente.

O ensaio à massa volúmica do betão no estado fresco revelou que esta apenas varia de forma

residual para as várias famílias com a crescente taxa de substituição de cimento por LCM.

Registou-se uma ligeira diminuição desta propriedade em todas as famílias de betões, à

excepção da família B2, que apresentou um aumentou da massa volúmica para as taxas de

substituição mais baixas seguido de uma diminuição da mesma. Este comportamento demonstra

que, na presença do SP2, as LCM exercem um efeito de fíler no betão, ainda que muito

incipiente. No que se refere à utilização dos superplastificantes, estes proporcionaram um

aumento da massa volúmica em 1,42 e 2,71% nos betões de referência com uso de SP1 e SP2,

respectivamente. Este aumento está relacionado com a diminuição da quantidade de água



107

utilizada nos betões com a incorporação destes adjuvantes, permitindo a formulação de betões

com uma maior compacidade.

5.2.3. Propriedades no estado endurecido

No decorrer da campanha experimental, foram realizados os ensaios de resistência à

compressão, absorção de água por capilaridade e por imersão, resistência à penetração de

cloretos e à carbonatação e retracção. Estes ensaios permitem caracterizar os betões estudados

quanto ao seu desempenho em termos de durabilidade e relacioná-los com a sua resistência

mecânica à compressão.

No ensaio de resistência mecânica à compressão, verificou-se que, para todas as famílias de

betões, a crescente taxa de substituição de cimento por LCM proporcionou uma diminuição

desta propriedade. No entanto, até à taxa de substituição de 10%, esta diminuição não se

mostrou significativa. No que se refere à utilização de superplastificantes , estes permitiram um

aumento da resistência à compressão sem que a incorporação de LCM prejudicasse a sua

eficiência. Nos betões B1,20 e B2,20, foram registados aumentos desta resistência de 23,0 e

30,0% aos 28 dias, respectivamente, compensando a perda de resistência devido à incorporação

de LCM.

Relativamente ao ensaio de absorção de água por capilaridade, o comportamento dos betões

variou consoante a utilização dos superplastificantes. Na família de betões sem incorporação de

adjuvantes, a crescente taxa de substituição de cimento por LCM levou a um aumento deste tipo

de absorção de água, tendo-se registado no betão B0,20 um aumento de 22,4% em relação ao

betão de referência. Refere-se ainda que, nesta família de betões, a taxa de incorporação de

LCM de 5% não provocou uma alteração significativa na presente propriedade, tendo variado

apenas 0,8% em relação ao BR. A família de betões B1 foi a que apresentou um pior

comportamento com a crescente taxa de incorporação de LCM, tendo a absorção de água por

capilaridade aumentado 61,5% no betão B1,20 em relação ao BR1. Não obstante, todos os

valores registados para esta família foram menores do que os registados na família B0. Por

último, na família de betões B2, registou-se um aumento de 46,9% entre o betão B2,20 e o BR2.

Ainda assim, esta foi a família de betões onde foram observadas as menores absorções de água

por capilaridade, tendo esta propriedade sido menor no betão B2,20 do que no betão de

referência sem adjuvantes. Tal indica que a incorporação de superplastificantes, tanto SP1 como

SP2, compensam as perdas provocadas pela incorporação de LCM, sendo um bom indicador

para a viabilidade do uso de LCM em betões estruturais.

No que se refere à absorção de água por imersão, e tal como se observou na absorção de água

por capilaridade, o comportamento dos betões varia com o tipo de adjuvantes utilizado. Na

família B0, a absorção de água por imersão foi bastante indiferente à substituição de cimento

por LCM, tendo-se registado uma variação máxima de 1,1% no betão B1,5 em relação ao BR.

Nos betões com adição de SP1, a crescente taxa de incorporação de LCM levou a um aumento

desta propriedade, sendo que no betão B1,20 a absorção de água por imersão foi 18,6% maior

do que no betão BR1. Ainda assim, para a taxa de substituição de 5%, o aumento foi de apenas

4,3%, são sendo portanto considerado prejudicial para a utilização corrente deste tipo de betões.

No que se refere à família de betões B2, esta foi a que apresentou um melhor comportamento

com o incremento da taxa de substituição de cimento por LCM. Nos betões com taxas de


108

substituição de 5 e 10%, foram registadas diminuições neste tipo de absorção de água de 4,0 e

3,4%, respectivamente, em relação ao betão BR2. Para a taxa de incorporação de 20% de LCM,

a absorção de água por imersão foi igual à do betão BR2, demonstrando que, para esta

propriedade, a substituição de cimento por LCM em conjunto com SP2 não prejudica a

capacidade de actuação deste superplastificante. Torna-se assim uma boa solução a utilização

deste tipo de adjuvante para potenciar a presente propriedade dos betões.

A resistência à penetração de cloretos, de um modo geral, diminui com a crescente taxa de

substituição de cimento por LCM. Nas famílias B0 e B1, o decréscimo desta resistência foi

praticamente linear em relação à taxa de substituição, sendo que, aos 91 dias de ensaio, esta

propriedade diminuiu 36,2 e 35,5% nos betões B0,20 e B1,20, respectivamente, em comparação

com os betões de referência das respectivas famílias. Já na família de betões B2, a redução da

resistência à penetração de cloretos provocada pela substituição de 5% de cimento por LCM foi

de apenas 1,9%, indicando que, para esta taxa de substituição, a perda de resistência não é

significativa. Refere-se ainda que o poder de actuação do SP2 não é prejudicado pelo aumento

da taxa de incorporação de LCM, tornando-o uma mais-valia na formulação de betões com, por

exemplo, 20% de substituição de cimento por LCM. Por último, a diminuição da resistência à

penetração de cloretos pode-se dever ao facto de as LCM apresentarem um teor de óxido de

alumínio (Al2O3) menor do que o cimento. Este óxido beneficia a formação de aluminato

tricálcico (C3A) que fixa os iões de cloreto, formando compostos insolúveis. Desta forma, com a

redução de iões livres no betão, ocorre uma menor penetração de cloretos do betão. Assim, o

facto de o cimento apresentar um teor de Al2O3 de 4,8% e ser substituído pelas LCM, que

apresentam um teor de Al2O3 de 3,3%, leva a que a formação de C3A seja menor, fixando menos

iões de cloretos livres no betão e permitindo a maior penetração de iões livres neste. Para além

deste fenómeno, e através dos ensaios de absorção de água por capilaridade e por imersão, é

possível concluir que, com a crescente incorporação de LCM no betão, este torna-se mais

poroso permitindo que uma maior quantidade de água entre neste, transportando os iões de

cloreto para o seu interior.

Pela análise dos resultados obtidos no ensaio de resistência à carbonatação, é possível concluir

que esta diminui com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. Na família de

betões B0, a maior variação registada entre o betão de referência e o betão B0,20 foi de 63,6%,

ocorrendo aos 28 dias. Já na família de betões B1, a maior variação foi registada aos 56 dias,

tendo o betão B1,20 apresentado uma profundidade de carbonatação 78,0% maior do que o

betão BR1. Por último, na família de betões B2, a variação foi maior do que nas restantes

famílias, tendo a maior variação ocorrido aos 7 dias com um valor de 116,4% entre o betão

B2,20 e BR2. Quanto ao uso de adjuvantes do tipo plastificante, estes permitiram sempre um

aumento deste tipo de resistência. No caso do SP1, a sua eficiência foi diminuindo com o

aumento da taxa de substituição de cimento por LCM, enquanto para o SP2 essa perda de

eficiência foi praticamente inexistente. Refere-se por último que a utilização de SP2 permitiu

que, no caso da taxa de substituição de 20%, os valores da profundidade de carbonatação

fossem iguais aos do BR, indicando que este tipo de adjuvante pode representar uma boa

solução para o facto de as LCM tornarem os betões mais porosos e, assim, menos capazes em

termos de durabilidade.

No ensaio de retracção constatou-se que esta é praticamente indiferente à substituição de

cimento por LCM nas famílias de betões B0 e B1. Já para a família de betões B2, registou-se



109

um ligeiro decréscimo da retracção com a crescente taxa de substituição, sendo, que para a taxa

de substituição de 20%, a retracção diminui 11,4% em relação ao valor registado no bet ão BR2.

No que se refere à utilização de superplastificantes, o SP1 levou sempre a um aumento da

retração em relação aos betões sem incorporação de adjuvantes, ainda que esse aumento seja

tanto menor quanto maior a taxa de substituição. Já o SP2 permitiu uma diminuição do valor da

retracção, em ralação aos betões da família B0, para as taxas de substituição de 10 e 20%.

Na Tabela 5.1, são apresentados os resultados obtidos nos vários ensaios realizados ao betão no

estado endurecido ao longo da campanha experimental. São também apresentadas as diferenças

relativas dos valores obtidos num dado betão em relação ao betão de referência da respectiva

família (LCM) e em relação ao betão com a mesma taxa de substituição de cimento por LCM da

família B0 (SP).

Tabela 5.1 - Resultados gerais dos ensaios realizados ao longo da campanha experimental

Sem adjuvantes Com SP1 Com SP2

Taxa de substituição (%) 0 5 10 20 0 5 10 20 0 5 10 20

Resistência à compressão aos 28 dias

fcm,28 (MPa) 39,2 37,3 34,1 28,0 47,1 43,7 43,2 34,4 51,4 51,8 47,3 36,4

LCM (%) 0,0 -4,9 -12,9 -28,6 0,0 -7,1 -8,1 -26,8 0,0 0,8 -8,0 -29,2

SP (%) - - - - 20,1 17,3 26,7 23,0 31,2 39,1 38,5 30,0

Absorção de água por capilaridade às 72 horas

Absorção de água por

capilaridade

(x10-3

g/mm2)

8,7 8,8 10,0 10,6 4,9 5,8 6,9 7,9 4,6 5,0 5,8 6,8

LCM (%) 0,0 5,2 4,2 24,5 0,0 1,5 5,1 14,5 0,0 -2,5 3,4 13,8

SP (%) - - - - -14,4 -17,3 -13,6 -21,2 -18,2 -24,2 -18,8 -25,2

Absorção de água por imersão

Absorção de água por

imersão (%) 16,0 16,2 15,9 16,1 13,0 13,6 14,5 15,5 12,8 12,3 12,4 12,8

LCM (%) 0,0 1,1 -0,4 1,0 0,0 4,3 11,6 18,6 0,0 -4,0 -3,4 0,0

SP (%) - - - - -18,5 -15,8 -8,6 -4,3 -19,6 -23,7 -22,0 -20,4

Resistência à penetração de cloretos aos 91 dias

Coeficiente de difusão de

cloretos (x10-12

) 19,1 20,7 22,3 26,0 18,5 18,9 21,1 25,1 15,6 15,9 17,2 20,2

LCM (%) 0,0 8,8 17,1 36,2 0,0 2,2 13,8 35,5 0,0 1,9 10,6 29,3

SP (%) - - - - -2,8 -8,7 -5,5 -3,3 -18,3 -23,5 -22,8 -22,4

Resistência à carbonatação aos 91 dias

Profundidade de

carbonatação (mm) 12,0 14,5 16,2 19,2 11,2 12,0 14,7 18,4 6,9 7,5 9,7 14,8

LCM (%) 0,0 21,1 35,6 60,3 0,0 7,8 31,5 64,8 0,0 9,5 41,7 116,3

SP (%) - - - - -6,6 -16,8 -9,5 -4,0 -42,7 -48,2 -40,1 -22,6

Retracção aos 91 dias

Retracção

(x10-4

m/m) 3,5 4,9 4,5 4,5 6,6 7,0 6,7 6,8 4,9 5,4 4,2 4,2

LCM (%) 0,0 42,4 29,3 29,7 0,0 6,2 0,4 2,5 0,0 11,3 -14,8 -14,3

SP (%) - - - - 92,0 43,3 49,0 51,7 41,7 10,7 -6,7 -6,4


110

Na Tabela 5.2, são apresentadas as diferenças relativas entre os valores obtidos nos betões da

família B1 e B2 com 10 e 20% de substituição de cimento por LCM e o betão de referência da

família de betões B0.

Tabela 5.2 - Relação entre os valores obtidos para os betões de cada família com incorporação de 10 e 20% de

LCM e o betão de referência sem adição de adjuvantes

10% de substituição 20% de substituição

Propriedade Adição de

SP1

Adição de

SP2

Adição de

SP1

Adição de

SP2

Resistência à compressão aos 28 dias 10,33% 20,67% -12,17% -7,17%

Absorção de água por capilaridade -21,09% -33,29% -9,41% -21,95%

Absorção de água por imersão -9,04% -22,38% -3,30% -19,62%

Coeficiente de difusão de cloretos 10,62% -9,62% 31,73% 5,67%

Profundidade de carbonatação 22,82% -18,77% 53,89% 23,98%

Retracção 92,76% 20,66% 96,74% 21,36%

Em geral, pode-se concluir que a substituição de cimento por LCM é prejudicial para o

desempenho do betão em termos de durabilidade. Esta diminuição de desempenho deve -se ao

facto de as lamas recolhidas, ao terem sido geradas por corte de rochas através de fio

adiamantado, não apresentarem uma granulometria tão fina como a desejada. Não obstante,

existem alguns casos em que esta redução de desempenho não é significativa, como é o caso da

taxa de incorporação de 5% de LCM. Foi interessante compreender que, e tal como é

demonstrado na Tabela 5.2, a incorporação de adjuvantes do tipo plastificante pode colmatar

esta perda de desempenho. Para a taxa de substituição de 10% de cimento por LCM e adição de

SP1, a resistência à compressão e absorções de água por capilaridade e por imersão

apresentaram melhorias em relação ao betão de referência sem adjuvantes, enquanto o

coeficiente de difusão de cloretos e a profundidade de carbonatação foram ligeiramente maiores.

Em relação à adição de SP2 e substituição de 10% de cimento por LCM, o efeito do

superplastificante foi bastante notório, tendo todas as propriedades melhorado em relação ao

betão de referência sem adjuvantes. A retracção foi sempre prejudicada com a adição de

adjuvantes, não se podendo concluir que, nos casos enunciados na Tabela 5.2, é a substituição

de cimento por LCM que potencia o fenómeno da retracção. No caso da substituição de 20% do

cimento por LCM, em conjunto com a adição de SP1, a resistência mecânica à compressão sofre

uma redução ligeira, enquanto as absorções de água por capilaridade e por imersão diminuem.

No caso do coeficiente de penetração de cloretos, o seu aumento não pode ser desprezado,

recomendando-se especial cuidado no uso deste tipo de betões em condições adversas que

potenciem este fenómeno. No que se refere à utilização de SP2 em conjunto com a substituição

de 20% de cimento por LCM, este tipo de superplastificante proporciona uma grande melhoria

na permeabilidade do betão à entrada de água por capilaridade e por imersão, sem que as

restantes propriedades sejam prejudicadas de forma significativa.

5.3. Propostas de desenvolvimentos futuros

A realização da presente dissertação proporcionou uma melhor compreensão das propriedades

das LCM, assim como das propriedades dos betões em que o cimento é substituído por estas, em



111

particular das suas propriedades em termos de durabilidade. No entanto, no decorrer desta

investigação, surgiram algumas dúvidas sobre assuntos e temas que podem ser abordados num

futuro próximo. Desta forma, são descritas de seguida algumas propostas de desenvolvimentos

futuros, de forma a proceder a uma caracterização aprofundada e pormenorizada deste tema:

análise económica da viabilidade do uso das LCM em betões, assim como em conjunto

com adjuvantes do tipo plastificante;

análise da influência do tipo de corte que dá origem às LCM nas propriedades mecânicas

e de durabilidade de betões;

análise da influência da quantidade de adjuvantes do tipo plastificante a incorporar em

betões com LCM na sua composição;

desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação simultânea de

agregados grossos, finos e lamas de corte provenientes de resíduos da indústria do

mármore;

desempenho em termos térmicos de betões com incorporação de LCM e de adjuvantes

do tipo plastificante;

desempenho em termos acústicos de betões com incorporação de LCM e de adjuvantes

do tipo plastificante;

desempenho em ralação à fadiga, resistência ao impacto, fogo, ciclos gelo -degelo e

reacções alcalis-sílica de betões com incorporação de LCM e de adjuvantes do tipo

plastificante;

desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de LCM e de

adjuvantes do tipo plastificante em diferentes ambientes de cura.


112



113

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provetes, IPQ, Lisboa, 2011.



Anexos



















Anexo A - Formulaça o do beta o de refere ncia


A.1 Introdução

O betão é um material composto por uma mistura de cimento, agregados grossos e finos

(dimensões superiores e inferiores a 4 mm, respetivamente), água e, dependendo das

propriedades exigidas, adjuvantes e adições. Devido à grande variedade de composições

que podem estar presentes num betão, é necessário garantir que este cumpre exigências

em termos mecânicos, de durabilidade e económicos. Para tal, utilizou-se o método de

Faury para desenvolver o betão de referência presente na campanha experimental desta

dissertação.

A.2 Betão de referência

De acordo com a norma NP EN 206-1 (2007), a resistência média à compressão do betão

pretendida, medida em provetes cúbicos, é de aproximadamente 37 MPa (C25/30). A

classe de trabalhabilidade foi definida num intervalo de abaixamento de 125 ± 10 mm

(classe de plasticidade S3).

O betão de referência deve apresentar as características constantes da Tabela A.1.

Tabela A.1 - Características e componentes do betão de referência

Parâmetro Descrição

Classe de resistência C25/30

Classe de consistência S3 (100 a 150 mm)

Classe de exposição XC3 (moderadamente húmido)

Ligante CEM II 42,5R

Tipo de agregados primários Areia de rio

Máxima dimensão do agregado 22,4 mm

Água de amassadura Potável, da rede de abastecimento pública de Lisboa

Local de fabrico Laboratório

Adjuvantes e adições Sikament 400 Plus e SikaPlast 898

A.3 Máxima dimensão do inerte mais grosso (Dmáx)

Com o aumento da máxima dimensão do agregado, torna-se cada vez mais difícil a

vibração do betão e ocorre também um aumento do efeito de parede, fenómenos que

resultam do aumento do índice de vazios.

Uma vez que o betão produzido tem como fim a realização de ensaios laboratoriais, a

dimensão do agregado e dos moldes a utilizar são dois factores que devem ser

compatíveis de modo a controlar o efeito de parede. Deste modo, Faury apresentou a

seguinte condição para controlar as consequências deste efeito:

𝑅

𝐷𝑚𝑎𝑥> 0,75 ⟺ 𝐷𝑚𝑎𝑥 ≤

4

3𝑅



Onde:

R é o raio médio do molde, dado por: 𝑅 =𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑎 𝑒𝑛𝑐ℎ𝑒𝑟 𝑑𝑒 𝑏𝑒𝑡ã𝑜

𝑆𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓í𝑐𝑖𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑓𝑖𝑛𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑠𝑒 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒;

Dmáx é a máxima dimensão do agregado mais grosso.

Os menores moldes utilizados nas betonagens da presente dissertação correspondem a

cubos de 100 mm de aresta, excluindo os provetes do ensaio de resistência à abrasão, que

embora de menores dimensões, resultam do corte dos moldes cúbicos de maiores

dimensões. Sendo assim:

𝑅 =𝐿3

6𝐿2=

𝐿

6=

100

6= 16.6 𝑚𝑚

4

3𝑅 =

4

3× 16.6 = 22.2𝑚𝑚 ≅ 22,4 𝑚𝑚

Apesar de o valor de Dmáx obtido ser de 22,2 mm, utilizar-se-á o valor de 22,4 mm para

comparação com outros estudos realizados na mesma área.

A.4 Valor médio da tensão de rotura à compressão (fcm)

Uma vez que foi definida a classe de resistência dos betões de referência através dos seus

valores característicos (C25/30), é possível estabelecer o valor médio da resistência à

compressão dos provetes padrão:

𝑓𝑐𝑚 = 𝑓𝑐𝑘 + 𝜆 × 𝑆𝑛

Onde:

fcm é o valor médio da resistência à compressão (MPa);

fck é o valor característico da resistência à compressão (MPa);

𝜆 é um parâmetro que depende do nível de confiança associado ao número de amostras,

que tende para 1,64;

Sn é o desvio padrão (MPa), que depende da variabilidade prevista para o betão (função

do nível de resistência e do nível de controlo de produção). O valor adoptado para este

valor é apresentado na Tabela A.2.

A classificação atribuída ao betão deve-se ao facto de a produção deste ser feita em

laboratório. Deste modo, tem-se que o valor médio de resistência à compressão é dado

por:

𝑓𝑐𝑚 = 30 + 1,64 × 4,4 = 37,2 𝑀𝑃𝑎


Tabela A.2 - Desvio padrão em função das condições de produção do betão, para resistências médias à

compressão superiores a 35 MPa (adaptado de Nepomuceno (1999))

Medição dos componentes Grau de controlo da

produção Desvio padrão (MPa)

Cimento Agregados

Peso

(servomecanismo)

Peso

(servomecanismo)

Fraco 5,6

Normal 4,6

Bom 3,5

Peso Peso

Fraco 6,5

Normal 5,4

Bom 4,4

Peso Volume

Fraco 7,2

Normal 6,0

Bom 4,7

Volume Volume

Fraco 7,6

Normal 6,5

Bom 5,2

A.5 Volume de vazios (Vv)

De acordo com o ACI, o volume de vazios de uma amassadura pode ser estimado em

função da máxima dimensão dos agregados. De acordo com a Tabela A.3, para uma

dimensão máxima dos agregados de 22,4 mm, obtém-se por interpolação linear um

volume de vazios de 17,4 litros por metro cúbico.

Tabela A.3 - Volume de vazios em função da máxima dimensão dos agregados (adaptado de Coutinho

(1988))

Dmáx (mm) VV (dm3/m

3)

9,52 30

12,7 25

19,1 20

25,4 15

38,1 10

50,8 5

76,1 3

152,4 2

A.6 Estimativa do índice de vazios (Iv)

O índice de vazios representa a fração volumétrica de material não sólido na amassadura

após a betonagem, ou seja, contabiliza o volume de água e de vazios. Faury propôs uma

expressão para o cálculo do valor do índice de vazios, onde a primeira parcela é aplicável

a betão não armado e a segunda contabiliza o efeito de parede em betão armado:



𝐼𝑣 =𝐾

√𝐷5 +

𝐾′

𝑅𝐷

− 0,75

Onde:

K e K’ são parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da

trabalhabilidade pretendida e dos meios de colocação utilizados (Tabela A.4);

R é o raio médio do molde que contém o betão, em mm;

D é a máxima dimensão do agregado, em mm.

Devido à sua geometria, os agregados grossos foram classificados como britados e os

agregados finos como rolados. Como se tem para o betão fresco uma classe de

abaixamento S3, é assim possível calcular o índice de vazios.

Tabela A.4 - Valores dos parâmetros K e K' para a determinação do índice de vazios (adaptado de

Coutinho (1988))

Trabalhabilidade Meios de colocação

Valores de K

Valores

de K’

Natureza dos agregados

Areia rolada Areia

britada e

agregado

grosso

britado

Agregado

grosso

rolado

Agregado

groso

britado

Terra húmida

Vibração muito

potente e possível

compressão

≤0,24 ≤0,25 ≤0,27 0,002

Seca Vibração potente 0,25 a 0,27 0,26 a 0,28 0,28 a

0,30 0,003

Plástica Vibração média 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,30 a

0,34 0,003

Mole Apiloamento 0,34 a 0,36 0,36 a 0,38 0,38 a

0,40 0,003

Fluida Sem nada ≥0,36 ≥0,38 ≥0,40 0,004

Obteve-se então os seguintes valores:

K = 0,37;

K’ = 0,003;

D = 22,4 mm;

R = 22,4 mm (abordagem conservativa).


Substituindo na expressão anterior:

𝐼𝑣 =0,37

√22,45 +0,003′

22,422,4

− 0,75= 0,211 ≅ 211 𝑙/𝑚3

A.7 Dosagem de água

A água de amassadura (A) tem como finalidade permitir a reação de hidratação, conferir

uma dada trabalhabilidade ao betão no estado fresco e humedecer a superfície das

partículas dos agregados de forma a garantir a sua ligação ao cimento.

Com os valores obtidos para o índice de vazios e volume de vazios, é possível obter a

quantidade de água de amassadura para a produção de um metro cúbico de betão através

da seguinte fórmula:

𝐴 = 𝐼𝑣 − 𝑉𝑣

Onde:

A é a quantidade de água de amassadura por metro cúbico de betão (l/m3);

IV é o índice de vazios de Faury (l/m3);

VV é o volume de vazios (l/m3).

Como determinado, IV = 211 l/m3 e Vv = 17,4 l/m

3. Com base nestes valores e através da

expressão anterior:

𝐴 = 211 − 17,4 = 193,6 𝑙/𝑚3

A.8 Dosagem de cimento

A dosagem de cimento está estritamente relacionada com a resistência e durabilidade dos

betões, pelo que se torna conveniente escolher uma dosagem de cimento que cumpra os

requisitos mínimos especificados para os betões, de forma a obter um betão com bom

desempenho e que, por outro, lado, seja economicamente viável. É usual, no decorrer dos

trabalhos experimentais fixar uma de duas variáveis: a dosagem de cimento (C) ou a

relação a/c. De acordo com a norma do LNEC E 464 (2007), para um betão com classe de

exposição XC3 e tipo de cimento CEM I 42,5 R, é estipulada uma dosagem mínima de

cimento de 280 kg/m3 e uma relação a/c máxima de 0,60. Uma vez que tanto esta forma

como as investigações realizadas por Faury não especificam correlações entre a dosagem

de cimento e a resistência à compressão pretendida, optou-se por se utilizar a fórmula de

Bolomey para fixar a dosagem de cimento, que se pode observar na Tabela A.5 .



Tabela A.5 - Dosagem de cimento pela fórmula de Bolomey

Dosagem de cimento (kg/m3)

Classe de

cimento

Classe de resistência do betão

C15/20 C20/25 C25/30 C30/37 C45/55

32,5 320 360 400 440 510

42,5 280 310 350 380 440

52,5 250 280 310 340 390

Uma vez que o presente trabalho está também relacionado com aspectos de

sustentabilidade, não é defensável fixar dosagens de cimento muito elevadas na

formulação dos betões a utilizar. Para tal, decidiu-se fixar a dosagem de cimento em 350

(kg/m3), o que resulta num betão com classe de resistência C25/30. Salienta -se que esta

dosagem de cimento é superior ao valor mínimo de 280 kg/m3 estabelecido pela

especificação do LNEC E 464 (2007).

A.9 Relação a/c

O cálculo da relação a/c é bastante simples, sendo apenas necessário dividir a dosagem de

água pela dosagem de cimento:

𝑎

𝑐=

193,6

350= 0,55

A.10 Volume de partículas de cimento

O volume de partículas de cimento (VC), por metro cúbico de cimento, pode ser obtido

relacionando a sua dosagem em massa por metro cúbico de betão com a massa específica

de cimento:

𝑉𝐶 =𝐶

𝛿𝐶=

350

3,1≅ 112,9 𝑙/𝑚3

Onde δC = 3,1 kg/l é a massa específica do cimento utilizado durante a campanha

experimental.

A.11 Volume total das partículas sólidas do betão

O volume total de partículas sólidas do betão (VS) é obtido através do índice de vazios da

seguinte forma:

𝑉𝑆 = 1 − 𝐼𝑉 = 1000 − 211 = 789 𝑑𝑚3/𝑚3


A.12 Percentagem do volume de cimento em relação ao

volume de sólidos total

A percentagem de volume de cimento (C%) em relação ao volume total das partículas

sólidas de betão é determinada da seguinte forma:

𝐶% =𝑉𝐶

𝑉𝑆=

112,9

789× 100% = 14,31%

A.13 Curva de referência de Faury

Na formulação de betões, as curvas de referência permitem calcular a composição

granulométrica ideal e determinar a melhor relação entre os componentes sólidos do betão

de modo a obter a maior compacidade possível. Na presente dissertação, a composição

granulométrica do betão é aproximada à curva de referência de Faury. Esta aproximação é

feita de um modo discreto e, portanto, os agregados são decompostos em fracções

definidas geometricamente de modo a que esta aproximação à curva seja a melhor

possível.

As percentagens determinadas através da curva de referência de Faury são relativas ao

volume de partículas sólidas do betão. Sabendo a percentagem de volume de cimento em

relação ao volume total de sólidos, o cálculo das percentagens das diferentes fracções

granulométricas é feito sem ser considerada a presença do cimento. No entanto, numa

primeira abordagem ao método de Faury, é necessário considerar a existência deste.

A curva de referência de Faury é definida por três pontos:

Ponto 1:

abcissa: 0,0065 mm

ordenada: 0%

Ponto 2:

abcissa: 𝐷𝑚á𝑥

2=

22,4

2= 11,2 𝑚𝑚

ordenada: 𝑃𝐷/2 = 𝐴 + 17√𝐷𝑚á𝑥5 +

𝐵𝑅

𝐷−0,75

, onde A e B são parâmetros que

dependem da natureza dos agregados, dos meios de colocação e da

trabalhabilidade pretendida do betão. Através da Tabela A.6, é possível obter os

valores de A e B tendo em conta as características estipuladas para o betão em

estudo, sendo estes 30 e 2, respetivamente.



Tabela A.6 - Valores dos parâmetros A e B da curva de referência de Faury (adaptado de Coutinho

(1988))

Trabalhabilidade Meios de

colocação

Valores de A

Valores

de B

Natureza dos agregados

Areia rolada

Agregado

grosso

rolado

Agregado

groso

britado

Areia britada e

agregado

grosso britado

Terra húmida

Vibração muito

potente e possível

compressão

≤18 ≤19 ≤20 1

Seca Vibração potente 20 a 21 21 a 22 22 a 23 1 a 1,5

Plástica Vibração média 21 a 22 23 a 24 25 a 26 1,5

Mole Apiloamento 28 30 32 2

Fluida Sem nada 32 34 38 2

Desta forma, a ordenada do segundo ponto da curva de referência de Faury é:

𝑃𝐷/2 = 30 + 17√22,45

+2

22,422,4

− 0,75≅ 69,67%

Ponto 3:

abcissa: Dmáx=22,4 mm

ordenada: 100%

O traçado da curva de referência de Faury com cimento é apresentado na Figura A.1.

Figura A.1 - Curva de referência de Faury com cimento

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.0065 0.065 0.65 6.5 65

Per

centa

gem

de

mat

eria

l p

assa

do

Peneiros (mm)


De modo a obter a curva de referência Faury sem cimento, são também definidos três

pontos mas tendo em conta a percentagem de cimento calculada (15,53%):

Ponto 1:

abcissa: 0,0065 mm

ordenada: 100 ×0−%𝐶

100−%𝐶= −16.69

Ponto 2:

abcissa: 11,2 mm

ordenada: 100 ×69,66−%𝐶

100−%𝐶= 64.60

Ponto 3:

abcissa: 22,4 mm

ordenada: 100%

O traçado da curva de referência de Faury sem cimento é apresentado na Figura A.2.

Figura A.2 - Curva de referência de Faury sem cimento

A partir da curva de referência sem cimento e das curvas granulométricas dos vários

agregados (Figura A.3), é possível determinar a percentagem em volume total de sólidos

sem cimento do betão de cada um dos agregados. Esta determinação é feita traçando uma

recta vertical cruzando duas curvas granulométricas seguidas e de modo a que a área entre

cada curva e a recta vertical seja igual. O procedimento é repetido para todos os pares de

curvas granulométricas adjacentes. Com todas as rectas verticais definidas, o intervalo

entre as suas intersecções com a curva de referência representa a percentagem de cada

agregado a ser utilizada na formulação do betão de referência.

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0.03 0.3 3 30

Per

centa

gem

de

mat

eria

l p

assa

do

Peneiros (mm)



Figura A.3 - Curvas granulométricas de cada tipo de agregado e curva de referência de Faury sem

cimento

Desta forma, a percentagem de cada tipo de agregado relativo ao volume total de sólidos

do betão sem cimento é apresentada na Tabela A.7.

Tabela A.7 - Percentagem de cada tipo de agregado relativo ao volume total de partículas sólidas sem

cimento

Material % Sólidos s/ cimento

Areia 1 29,99

Areia 2 5,86

Bago de arroz 7,59

Brita 1 14,39

Brita 2 26,64

As percentagens para cada tipo de agregado, uma vez determinadas graficamente,

pressupõem um acerto posterior de modo a colmatar possíveis erros no que diz respeito às

zonas intermédias das curvas granulométricas. Este acerto é feito porque o método

utilizado apenas tem em consideração os limites das curvas. O acerto é feito através de

ligeiras alterações das percentagens de cada agregado de modo a que o módulo de finura

da mistura se aproxime do módulo de finura da curva utilizada.

O módulo de finura da curva de referência pode ser obtido através da soma das

percentagens de material retido em cada peneiro e dividindo esse valor por 100. O módulo

de finura da curva de referência é 6,21.

O acerto do módulo de finura da mistura proposta é apresentado na Tabela A.8.

31.5 16 8 4 2 1 0.5 0.25 0.125 0.063

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

Per

centa

gem

de

mat

eria

l p

assa

dio

Séries de peneiros (mm)

Faury sem

cimento

Areia 1

Areia 2

Bagos de arroz

Brita 1

Brita 2

Bago de arroz


Tabela A.8 - Percentagens de cada agregado alteradas através do acerto do módulo de finura

Material % Sólidos MF MF ponderado % Sólidos

Alterada MF MF ponderado

Areia 1 31,54 3,05 0,96 36,05 3,05 1,10

Areia 2 17,04 4,51 0,77 18,09 4,51 0,81

Bago de arroz 8,99 6,78 0,61 9,17 6,78 0,62

Brita 1 6,93 8,61 0,60 6,98 8,61 0,60

Brita 2 35,50 10,35 3,67 29,71 10,35 3,07

100

6,61 100

6,29

É agora possível saber a quantidade total de cada agregado, de cimento e de água por

metro cúbico de betão (Tabela A.9).

Tabela A.9 - Quantidade de cada tipo de agregado, cimento e água por metro cúbico de betão

Volume por m3 de betão (dm

3/m

3)

Cimento 113,00

Brita 2 200,86

Brita 1 47,21

Bago de arroz 61,97

Areia 2 122,28

Areia 1 243,69

Água 193,6

Vazios 17,4

Total 1000

A.14 Volume total de betão

Através da Tabela A.10, é possível calcular o volume total de betão utilizado durante a

campanha experimental, tendo em conta os vários provetes utilizados.

Tabela A.10 - Provetes utilizados na campanha experimental

Ensaios Dias N.º de provetes Forma Dimensões (mm) Volume de

betão (dm3)

Retracção 91 2 Prisma 100x100x500 10

Absorção por

imersão 28 4 Cubo 100x100x100 4

Absorção por

capilaridade 28 4 Prisma 100x100x250 10

Resistência à

carbonatação

7 3

Bolachas 100x40 3,8 28 3

56 3

91 3

Resistência à

penetração de

cloretos

28 3 Bolachas 100x50 2,4

91 3



O volume de betão por amassadura será portanto 30,2 dm3, sendo que este valor é

posteriormente majorado para prevenir algumas perdas durante o processo de amassadura.

Deste modo, e tendo em conta que serão produzidos 12 tipos diferentes de betão, o

volume total de betão utilizado na presente dissertação foi:

𝑉𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 = 30 × 12 = 362,4 𝑑𝑚3



Anexo B - Fichas te cnicas dos plastificantes



Anexo C - Ficha te cnica do cimento


Características

químicas

Características

físicas

Análise

mineralógica

Perda ao

rubro (%) 2,8 Peso

específico

(g/cm3)

3,12

C3S (%) 58

Resíduo

insolúvel (%) 0,76 C2S (%) 15,4

SiO2 (%) 18,95 R.45m.

(%) 3,4

C3A (%) 3,6

Al2O3 (%) 4,83 C4AF (%) 10,7

Fe2O3 (%) 3,53 Blaine

(cm2/g)

3938 CaO (%) 63,61

MgO (%) 1,54

K2O (%) 0,6

Na2O (%) 0

SO3 (%) 3,28

CaOLi (%) 1,85

Cl

- (%) 0,08

Nota: Os ensaios de caracterização química, caracterização física e de análise

mineralógica são realizados esporadicamente pela empresa SECIL por motivos de

controlo de fabrico. Os resultados apresentados foram realizados a 31-03-14, data mais

próxima da realização da campanha experimental.



Anexo D - Fichas te cnicas dos agregados naturais

Brita 2

Brita 1

Bago de arroz

Areia 2

Areia 1


Brita 2



Brita 1


Bago de arroz



Areia 2


Areia 1



Anexo E - Absorça o de a gua e massa volu mica


M0 (g) M1 (g) M2 (g) M3 (g) M4 (g)

Areia 1 1291,8 1278,2 2377,7 1598,3 1277

Areia 2 1265,7 1270,3 2416,5 1668 1258,1

Bago de arroz 3319,7 3329,1 7316,7 5223,8 3289,4

Brita 1 3676,3 3681,1 7514,9 5207,8 3606,7

Brita 2 3525 3560,8 7427,5 5229,9 3478,9

a (kg/m

3) rd (kg/m

3) ssd (kg/m

3) WA,24 (%)

Areia 1 2566 2560 2563 0,09

Areia 2 2469 2411 2434 0,97

Bago de arroz 2749 2661 2693 1,21

Brita 1 2775 2625 2679 2,06

Brita 2 2715 2552 2612 2,35

ρa - massa volúmica do material impermeável das partículas (kg/dm3);

ρrd - massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/dm3);

ρssd - massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (kg/dm3);

ρw - massa volúmica da água à temperatura da água registada na pesagem de M 2 (kg/dm3);

M1 - massa do agregado saturado com superfície seca (g);

M2 - massa do picnómetro contendo o provete de agregado saturado e água (g);

M3 - massa do picnómetro contendo apenas água (g);


WA,24 - absorção de água após imersão em água durante 24 h (%).


M1 (g) M2 (g) M2 médio (g) VR (l) (kg/m

3) Ω (%)

Brita 2 8998

22282

22143,7 10 1314,6 48,49 22036

22113

Brita 1 8998

22122

21968 10 1297 50,59 21906

21876

BA 1858

5797,9

5868,2 3 1336,7 49,76 5938,7

5868

Areia 2 1858

6604,2

6632,6 3 1591,5 33,99 6682,7

6610,9

Areia 1 1176,2

2769,8

2795,4 1 1619,2 36,75 2816,5

2800

- baridade do agregado (kg/dm3);

M1 - massa do recipiente de ensaio (g);

M2 - massa do recipiente de ensaio e provete de ensaio (g);

VR - volume do recipiente de ensaio (dm3).

- Volume de vazios (%)


Agregado Massa

inicial (g)

Fração 11,2-

14 mm (g)

Fração 10-11,2

mm (g)

Retido no peneiro

1,6 mm (g) LA

(%)

Brita 1 5000,7 3250,6 1750,1 3609,0 27,83

Brita 2 5001,2 3250,4 1750,8 3601,4 27,99



Anexo H - Í ndice de forma


Brita 2

Malha

(mm) M1i Vi M2i

(mm) (g) (%) (g)

31,50 0,00 0,00 -

22,40 666,40 15,08 54,16

16,00 2189,42 42,31 157,86

11,20 2028,50 39,74 471,79

8,00 102,67 2,52 -

5,60 9,21 0,23 -

4,00 4,60 0,12 -

M0 (g) 5000,80 Si 14,0

Bago de arroz

Malha

(mm) M1i Vi M2i

(mm) (g) (%) (g)

31,50 0,00 0,00 -

22,40 0,00 0,00 -

16,00 0,00 0,00 -

11,20 0,00 0,00 -

8,00 0,60 0,54 -

5,60 36,64 24,71 9,76

4,00 166,86 74,75 26,66

M0 (g) 204,10 Si 17,9

M0 - massa do provete de ensaio (g);

M1i - massa das partículas do provete para cada uma das frações granulométricas (g);

M2i - massa das partículas do provete para cada uma das frações granulométricas de forma

não-cúbica (g);

Vi - percentagem da massa M1i relativamente à massa M0 do provete de ensaio (%).

Brita 1

Malha

(mm) M1i Vi M2i

(mm) (g) (%) (g)

31,50 0,00 0,00 -

22,40 0,00 0,00 -

16,00 0,00 0,00 -

11,20 98,92 11,79 16,01

8,00 440,89 42,13 71,42

5,60 420,11 40,56 76,72

4,00 43,88 5,51 -

M0 (g) 1003,80 Si 17,1



Anexo Í - Boletim de ensaio a s lamas de corte de ma rmore



Anexo J - Abaixamento e massa volu mica do beta o no estado fresco


BR B0,5 B0,10 B0,20 B1,0 B1,5 B1,10 B1,20 B2,0 B2,5 B2,10 B2,20

a/c 0,54 0,55 0,55 0,54 0,48 0,49 0,48 0,48 0,42 0,43 0,44 0,45

Abaixamento

(cm) 12,5 12,6 12,3 12,3 11,8 13,1 12,5 12,3 13,7 12 12,5 12,7

Massa volúmica

(kg/m3) 23,2 23,44 23,14 23,01 23,53 23,48 23,35 23,24 23,83 23,90 23,93 23,74

a/c - relação água / cimento.



Anexo K - Resiste ncia a compressa o


BR


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7818,6 7834,6 7865,4 7878,3 7895,6 7886,6 7850 7836,6 7757,1 7834,1 7836,4

Força (kN) 695,1 713,4 662,1 891,9 841,7 891,9 868,4 914,9 970,1 964,6 972

Resistência

(MPa) 30,89 31,71 29,43 39,64 37,41 39,64 38,60 40,66 43,12 42,87 43,20

Média

(MPa) 30,68 39,19 43,06

B0,5


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7846,4 7884,1 7833,8 7988,2 7882,1 7871,5 7811,8 7846,9 7920,3 7831,3 7879,2

Força (kN) 671,1 676 679,6 837,2 843,8 834,4 820,1 855,7 919,9 884 895,5

Resistência

(MPa) 29,83 30,04 30,20 37,21 37,50 37,08 36,45 38,03 40,88 39,29 39,80

Média

(MPa) 30,03 37,26 39,99

B0,10


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7850,3 7936,1 7850,6 7855,1 7860,3 7825,3 7894,2 7878,5 7878 7860 7835

Força (kN) 604,6 609,3 594,5 766,9 752,6 773,9 775,5 772,1 830,4 818,6 859,2

Resistência

(MPa) 26,87 27,08 26,42 34,08 33,45 34,40 34,47 34,32 36,91 36,38 38,19

Média

(MPa) 26,79 34,14 37,16

B0,20


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7779,7 7754,6 7776,4 7790,8 7801 7859,6 7791,2 7799,1 7736,8 7815,4 7717,7

Força (kN) 517,1 512 521,4 623,2 616,6 632,3 634,4 641,9 639,9 631,2 651,4

Resistência

(MPa) 22,98 22,76 23,17 27,70 27,40 28,10 28,20 28,53 28,44 28,05 28,95

Média

(MPa) 22,97 27,99 28,48



BR1


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7762,2 7770,7 7780,1 7802,5 7869 7817,3 7902,1 7856,2 7832,5 7885,1 7873,1

Força (kN) 915,7 905,2 912,3 1063 1044 1044 1089 1053 1167 1206 1111

Resistência

(MPa) 40,70 40,23 40,55 47,24 46,40 46,40 48,40 46,80 51,87 53,60 49,38

Média

(MPa) 40,49 47,05 51,61

B1,5


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7769 7802,7 7586,2 7780,1 7823,5 7790,2 7670,8 7738,1 7717,8 7741,4 7795,3

Força (kN) 834,8 837,4 840,1 967,9 991,2 979 984,2 993,6 1012 1046 1057

Resistência

(MPa) 37,10 37,22 37,34 43,02 44,05 43,51 43,74 44,16 44,98 46,49 46,98

Média

(MPa) 37,22 43,70 46,15

B1,10


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7751,7 7740 7790,2 7780,6 7835,4 7816,4 7751,5 7740,2 7668,6 7894,3 7734,5

Força (kN) 798,9 791,7 821,9 989,5 994,4 980,5 938 961,7 1003 997,9 998,4

Resistência

(MPa) 35,51 35,19 36,53 43,98 44,20 43,58 41,69 42,74 44,58 44,35 44,37

Média

(MPa) 35,74 43,24 44,43

B1,20


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7674,5 7684 7704,7 7776,1 7541,9 7658,3 7672,1 7622,5 7734,5 7694,4 7665,3

Força (kN) 649,2 628 633,7 804,4 752,6 787,6 781,6 746,2 818 813,3 809,4

Resistência

(MPa) 28,85 27,91 28,16 35,75 33,45 35,00 34,74 33,16 36,36 36,15 35,97

Média

(MPa) 28,31 34,42 36,16


BR2


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7802,3 7907,1 7697 7972,3 7940,3 8000,3 7802,4 8020,1 7945,9 7912,3 7957,2

Força (kN) 911,6 926,4 913,2 1168 1167 1160 1122 1166 1235 1151 1253

Resistência

(MPa) 40,52 41,17 40,59 51,91 51,87 51,56 49,87 51,82 54,89 51,16 55,69

Média

(MPa) 40,76 51,40 53,91

B2,5


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7827,6 7850,5 7815,2 7934 7875,4 8043 7916,7 7848 7900,2 7923,4 7989,3

Força (kN) 909,4 930,6 928 1166 1147 1198 1171 1149 1204 1215 1200

Resistência

(MPa) 40,42 41,36 41,24 51,82 50,98 53,24 52,04 51,07 53,51 54,00 53,33

Média

(MPa) 41,01 51,83 53,61

B2,10


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7837,1 7597,6 7782,6 7899,2 7856,6 7885,6 7996,2 1956,2 7840,2 7929,1 7923,9

Força (kN) 872,2 856,3 866,5 1086 1009 1045 1084 1096 1097 1086 1065

Resistência

(MPa) 38,76 38,06 38,51 48,27 44,84 46,44 48,18 48,71 48,76 48,27 47,33

Média

(MPa) 38,44 47,29 48,12

B2,20


Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Provete

4

Provete

5

Provete

1

Provete

2

Provete

3

Massa (g) 7803,5 7869,5 7856,2 7850,6 7820,3 7856,6 7913 7885,3 7821,7 7940,6 7897,5

Força (kN) 662,2 693,1 685,1 815,7 819,8 814,3 822,7 819,9 808 886,6 851,6

Resistência

(MPa) 29,43 30,80 30,45 36,25 36,44 36,19 36,56 36,44 35,91 39,40 37,85

Média

(MPa) 30,23 36,38 37,72



Anexo L - Absorça o de a gua por capilaridade


Família B0

Betão Horas 1 2 3 4 Acm

(g/mm2)

hm

(cm) mi hi Aci mi hi Aci mi hi Aci mi hi Aci

BR

0 5720,7 0,0 0,00E+00 5609,0 0,0 0,00E+00 5624,1 0,0 0,00E+00 5622,8 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5736,9 1,3 1,62E-03 5622,8 1,7 1,38E-03 5637,9 1,4 1,38E-03 5641,5 1,7 1,87E-03 1,56E-03 1,5

6 5746,7 2,2 2,60E-03 5631,7 2,4 2,27E-03 5645,8 1,9 2,17E-03 5653,4 2,2 3,06E-03 2,52E-03 2,2

24 5763,8 4,0 4,31E-03 5651,1 4,2 4,21E-03 5663,2 4,6 3,91E-03 5675,4 5,1 5,26E-03 4,42E-03 4,4

72 5805,5 6,4 8,48E-03 5693,9 7,5 8,49E-03 5705,5 7,2 8,14E-03 5719,3 8,3 9,65E-03 8,69E-03 7,4

BR0,5

0 5619,5 0,0 0,00E+00 5637,6 0,0 0,00E+00 5603,8 0,0 0,00E+00 5623,2 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5638,6 2,3 1,91E-03 5652,2 1,8 1,46E-03 5624,2 1,9 2,04E-03 5639,6 2,0 1,64E-03 1,76E-03 2,0

6 5646,9 3,0 2,74E-03 5662,5 2,2 2,49E-03 5634,0 2,4 3,02E-03 5648,0 2,6 2,48E-03 2,68E-03 2,5

24 5672,1 4,9 5,26E-03 5690,1 4,7 5,25E-03 5661,6 4,7 5,78E-03 5673,0 3,9 4,98E-03 5,32E-03 4,5

72 5708,8 8,5 8,93E-03 5726,7 7,3 8,91E-03 5689,8 8,0 8,60E-03 5709,1 7,2 8,59E-03 8,76E-03 7,7

BR0,10

0 5513,8 0,0 0,00E+00 5579,1 0,0 0,00E+00 5641,9 0,0 0,00E+00 5608,6 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5535,8 1,6 2,20E-03 5597,7 1,9 1,86E-03 5658,8 1,9 1,69E-03 5631,6 2,0 2,30E-03 2,01E-03 1,8

6 5547,8 2,6 3,40E-03 5609,0 2,7 2,99E-03 5669,1 2,8 2,72E-03 5641,8 2,9 3,32E-03 3,11E-03 2,7

24 5582,2 5,1 6,84E-03 5641,0 5,0 6,19E-03 5700,6 5,1 5,87E-03 5675,4 5,2 6,68E-03 6,39E-03 5,1

72 5619,3 7,1 1,06E-02 5676,3 7,8 9,72E-03 5734,2 8,0 9,23E-03 5711,6 7,7 1,03E-02 9,95E-03 7,7

BR0,20

0 5544,2 0,0 0,00E+00 5591,4 0,0 0,00E+00 5470,7 0,0 0,00E+00 5517,3 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5568,0 2,5 2,38E-03 5610,7 2,5 1,93E-03 5493,4 2,6 2,27E-03 5540,8 2,6 2,35E-03 2,23E-03 2,5

6 5580,7 4,3 3,65E-03 5622,5 4,4 3,11E-03 5504,8 4,6 3,41E-03 5553,1 4,5 3,58E-03 3,44E-03 4,5

24 5615,1 6,1 7,09E-03 5660,2 6,1 6,88E-03 5539,8 6,5 6,91E-03 5587,7 6,3 7,04E-03 6,98E-03 6,3

72 5651,6 8,9 1,07E-02 5693,6 8,7 1,02E-02 5576,8 9,6 1,06E-02 5627,0 9,5 1,10E-02 1,06E-02 9,2

Ap = 100 x 100 = 104 mm

2

Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore

Família B1


(g/mm2)

hm


BR1

0 5666,1 0,0 0,00E+00 5609,7 0,0 0,00E+00 5645,2 0,0 0,00E+00 5657,7 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5682,8 1,9 1,67E-03 5629,2 2,3 1,95E-03 5659,8 2,3 1,46E-03 5674,4 2,5 1,67E-03 1,69E-03 2,2

6 5689,3 2,9 2,32E-03 5636,4 3,0 2,67E-03 5670,2 2,8 2,50E-03 5683,5 3,4 2,58E-03 2,52E-03 3,0

24 5701,0 4,3 3,49E-03 5648,0 4,4 3,83E-03 5676,5 4,2 3,13E-03 5693,7 4,3 3,60E-03 3,51E-03 4,3

72 5714,3 7,2 4,82E-03 5662,0 6,0 5,23E-03 5688,9 5,8 4,37E-03 5708,5 6,2 5,08E-03 4,88E-03 6,3

BR1,5

0 5651,6 0,0 0,00E+00 5620,3 0,0 0,00E+00 5615,5 0,0 0,00E+00 5640,3 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5667,5 1,8 1,59E-03 5633,6 2,0 1,33E-03 5633,9 2,2 1,84E-03 5653,7 2,0 1,34E-03 1,52E-03 2,0

6 5673,8 2,5 2,22E-03 5639,3 3,2 1,90E-03 5641,7 3,8 2,62E-03 5661,3 3,9 2,10E-03 2,21E-03 3,3

24 5693,3 4,5 4,17E-03 5653,9 4,0 3,36E-03 5662,3 5,8 4,68E-03 5679,1 5,2 3,88E-03 4,02E-03 4,9

72 5713,0 5,8 6,14E-03 5670,3 5,5 5,00E-03 5681,6 7,8 6,61E-03 5695,5 6,4 5,52E-03 5,82E-03 6,4

BR1,10

0 5603,8 0,0 0,00E+00 5560,2 0,0 0,00E+00 5712,1 0,0 0,00E+00 5560,0 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5622,3 2,2 1,85E-03 5575,4 1,8 1,52E-03 5731,8 2,2 1,97E-03 5579,9 2,3 1,99E-03 1,83E-03 2,1

6 5629,4 2,9 2,56E-03 5582,5 2,8 2,23E-03 5739,3 3,3 2,72E-03 5589,2 3,0 2,92E-03 2,61E-03 3,0

24 5653,7 4,6 4,99E-03 5603,9 4,6 4,37E-03 5757,8 4,6 4,57E-03 5609,6 4,8 4,96E-03 4,72E-03 4,6

72 5677,2 6,6 7,34E-03 5625,4 6,5 6,52E-03 5777,1 6,8 6,50E-03 5630,7 6,6 7,07E-03 6,86E-03 6,6

BR1,20

0 5555,5 0,0 0,00E+00 5524,2 0,0 0,00E+00 5558,1 0,0 0,00E+00 5562,2 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5571,9 1,6 1,64E-03 5540,7 1,5 1,65E-03 5584,6 3,6 2,65E-03 5584,7 2,1 2,25E-03 2,05E-03 2,2

6 5583,9 3,1 2,84E-03 5552,4 3,4 2,82E-03 5596,8 4,3 3,87E-03 5596,4 3,6 3,42E-03 3,24E-03 3,6

24 5606,3 3,9 5,08E-03 5578,3 4,9 5,41E-03 5624,0 5,8 6,59E-03 5624,6 5,0 6,24E-03 5,83E-03 4,9

72 5629,0 6,2 7,35E-03 5604,8 7,1 8,06E-03 5640,9 8,1 8,28E-03 5640,2 7,5 7,80E-03 7,87E-03 7,2

Ap = 100 x 100 = 104 mm

2


Família B2


(g/mm2)

hm


BR2

0 5836,2 0,0 0,00E+00 5552,0 0,0 0,00E+00 5994,7 0,0 0,00E+00 5764,1 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5848,9 1,9 1,27E-03 5564,6 1,7 1,26E-03 6008,0 1,9 1,33E-03 5778,7 2,2 1,46E-03 1,33E-03 1,9

6 5853,6 2,2 1,74E-03 5570,1 2,1 1,81E-03 6013,7 2,3 1,90E-03 5786,4 2,8 2,23E-03 1,92E-03 2,4

24 5865,1 4,3 2,89E-03 5583,4 3,9 3,14E-03 6027,6 4,4 3,29E-03 5798,5 4,3 3,44E-03 3,19E-03 4,2

72 5880,1 6,2 4,39E-03 5599,8 5,7 4,78E-03 6042,5 6,1 4,78E-03 5809,3 6,2 4,52E-03 4,62E-03 6,0

BR2,5

0 5855,3 0,0 0,00E+00 5785,0 0,0 0,00E+00 5862,4 0,0 0,00E+00 5747,7 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5867,4 1,5 1,21E-03 5796,8 1,2 1,18E-03 5875,4 2,1 1,30E-03 5757,1 1,3 9,40E-04 1,16E-03 1,5

6 5872,5 2,1 1,72E-03 5801,5 2,0 1,65E-03 5879,9 2,6 1,75E-03 5761,7 1,9 1,40E-03 1,63E-03 2,1

24 5886,1 3,6 3,08E-03 5816,0 3,3 3,10E-03 5893,3 3,9 3,09E-03 5774,8 3,4 2,71E-03 3,00E-03 3,5

72 5906,9 5,6 5,16E-03 5836,8 5,9 5,18E-03 5913,7 6,3 5,13E-03 5794,9 5,8 4,72E-03 5,05E-03 5,9

BR2,10

0 5815,0 0,0 0,00E+00 5831,4 0,0 0,00E+00 5807,4 0,0 0,00E+00 5779,4 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5828,1 1,9 1,31E-03 5845,4 2,2 1,40E-03 5819,4 1,8 1,20E-03 5792,7 1,4 1,33E-03 1,31E-03 1,8

6 5833,4 2,9 1,84E-03 5850,7 2,9 1,93E-03 5824,7 2,6 1,73E-03 5796,4 2,3 1,70E-03 1,80E-03 2,7

24 5848,8 4,7 3,38E-03 5867,0 4,2 3,56E-03 5840,6 4,2 3,32E-03 5811,1 3,8 3,17E-03 3,36E-03 4,2

72 5872,0 6,1 5,70E-03 5892,8 6,5 6,14E-03 5865,7 6,3 5,83E-03 5834,6 6,1 5,52E-03 5,80E-03 6,2

BR2,20

0 5848,4 0,0 0,00E+00 5855,1 0,0 0,00E+00 5803,0 0,0 0,00E+00 5756,3 0,0 0,00E+00 0,00E+00 0,0

3 5864,3 1,7 1,59E-03 5869,0 2,3 1,39E-03 5817,1 2,2 1,41E-03 5771,1 1,9 1,48E-03 1,47E-03 2,0

6 5870,8 3,1 2,24E-03 5875,0 3,1 1,99E-03 5825,5 2,8 2,25E-03 5779,5 3,0 2,32E-03 2,20E-03 3,0

24 5892,8 5,3 4,44E-03 5895,5 4,7 4,04E-03 5846,5 5,0 4,35E-03 5800,2 5,3 4,39E-03 4,31E-03 5,1

72 5917,0 6,8 6,86E-03 5919,4 7,0 6,43E-03 5873,1 7,1 7,01E-03 5824,6 6,5 6,83E-03 6,78E-03 6,9

Ap = 100 x 100 = 104 mm

2



mi - massa do provete após i horas em contacto com a lâmina de água (g);

hi - altura de absorção de água por capilaridade após i horas em contacto com a lâmina de água

(cm);

Aci - absorção de água por capilaridade após i horas em contacto com a lâmina de água (g/mm2);

Acm - absorção de água por capilaridade média após i horas em contacto com a lâmina de água

(g/mm2);

Hm - altura de absorção de água por capilaridade média após i horas em contacto com a lâmina

de água (cm);

Ap - área da superfície do provete em contacto com a água (mm2).



Anexo M - Absorça o de a gua por imersa o


Betão Provete M1 (g) M2 (g) M3 (g) Ai (%) Am (%)

BR

1 2384,2 1374,0 2223,5 15,9

16,0 2 2398,1 1386,2 2240,8 15,5

3 2353,2 1354,0 2189,8 16,4

4 2366,9 1364,2 2205,3 16,1

BR0,5

1 2353,3 1357,4 2196,8 15,7

16,2 2 2356,5 1355,0 2193,4 16,3

3 2383,7 1377,2 2221,5 16,1

4 2369,1 1362,0 2203,0 16,5

BR0,10

1 2393,3 1384,1 2230,4 16,1

15,9 2 2365,9 1366,0 2205,3 16,1

3 2391,2 1387,2 2235,4 15,5

4 2357,8 1358,0 2198,6 15,9

BR0,20

1 2350,8 1350,0 2190,3 16,0

16,1 2 2349,3 1349,0 2183,3 16,6

3 2361,9 1361,0 2200,5 16,1

4 2367,0 1363,0 2208,1 15,8

BR1

1 2394,7 1391,0 2267,4 12,7

13,0 2 2378,5 1379,0 2247,0 13,2

3 2385,7 1384,0 2257,1 12,8

4 2379,0 1379,0 2244,6 13,4

BR1,5

1 2385,2 1379,0 2249,4 13,5

13,6 2 2378,6 1371,0 2238,3 13,9

3 2390,5 1384,0 2255,1 13,5

4 2393,8 1386,0 2257,8 13,5

BR1,10

1 2388,9 1381,0 2250,5 13,7

14,5 2 2408,4 1399,0 2274,7 13,2

3 2376,3 1378,0 2243,1 13,3

4 2380,9 1380,0 2202,5 17,8

BR1,20

1 2350,2 1354,0 2200,8 15,0

15,5 2 2361,0 1370,0 2214,2 14,8

3 2397,0 1395,0 2230,7 16,6

4 2367,6 1368,0 2213,6 15,4

BR2

1 2370,0 1372,0 2247,2 12,3

12,8 2 2359,3 1360,0 2224,9 13,4

3 2404,5 1400,0 2279,8 12,4

4 2386,1 1385,0 2254,0 13,2

BR2,5

1 2379,9 1381,0 2256,0 12,4

12,3 2 2381,6 1385,0 2259,7 12,2

3 2410,2 1410,0 2288,2 12,2

4 2385,0 1387,0 2260,5 12,5

BR2,10

1 2435,5 1433,0 2312,0 12,3

12,4 2 2430,0 1430,0 2308,6 12,1

3 2441,7 1435,0 2318,7 12,2

4 2422,4 1420,0 2292,7 12,9

BR2,20

1 2443,2 1434,0 2313,7 12,8

12,8 2 2433,0 1430,0 2307,8 12,5

3 2430,2 1422,0 2297,3 13,2

4 2404,7 1405,0 2275,9 12,9


M2 - massa do provete saturado (g);


Ai --absorção de água por imersão do provete i (%);

Am - Absorção de água por imersão média (%).



Anexo N - Resiste ncia a penetraça o de cloretos


Pen

etra

ção

de

clore

tos

aos

28

dia

s

Betão Provete Espessura

(mm)

I30v

(mA) U (v)

Iajust

(mA)

Ti

(ºC)

Duração

(h)

If

(mA)

Tf

(ºC)

X1

(mm)

X2

(mm)

X3

(mm)

X4

(mm)

X5

(mm)

X6

(mm)

X7

(mm)

Xméd

(mm)

BR

1 47,8

93,3 20 60,0

16

24 76,7

23 30,8 28,1 27,4 26,4 28,1 27,8 28,8 28,2

2 45,0 16 23 30,1 31,4 30,9 27,0 29,1 30,9 33,7 30,4

3 48,3 16 23 30,7 29,0 28,7 27,8 29,8 28,1 30,0 29,2

BR0,5

1 50,3

93,3 20 60,0

21,5

24 66,7

23,2 32,2 30,3 30,2 30,0 30,8 32,0 29,0 30,6

2 51,2 21,5 23,2 29,9 29,4 25,5 26,2 25,3 25,1 24,7 26,6

3 49,9 21,5 23,2 34,7 29,2 31,2 31,6 33,9 32,9 29,4 31,9

BR0,10

1 51,0

93,3 20 60,0

18

24 70,0

24,5 34,7 30,2 30,0 30,2 26,1 33,2 31,9 30,9

2 49,0 18 24,5 35,1 34,8 29,0 31,0 34,5 34,2 32,2 33,0

3 50,0 18 24,5 35,4 31,7 31,9 31,3 31,5 32,1 31,4 32,2

BR0,20

1 50,2

116,67 20 73,3

23

24 93,3

25 40,1 36,5 36,6 35,0 39,9 39,2 41,9 38,5

2 51,3 23 25 39,3 40,1 37,6 38,0 38,5 40,9 39,6 39,1

3 49,0 23 25 36,3 36,6 41,2 39,2 35,6 38,0 38,0 37,8

BR1

1 51,2

100,0 20 63,3

20,5

24 66,7

24,5 24,4 25,7 26,0 27,1 26,5 25,0 27,0 26,0

2 50,1 20,5 24,5 25,9 23,9 28,4 25,5 28,1 27,4 24,0 26,2

3 50,7 20,5 24,5 25,1 22,7 25,5 25,8 26,2 27,0 27,0 25,6

BR1,5

1 50,7

103,3 20 66,7

24

24 73,3

25,5 27,8 25,6 28,0 28,8 28,8 27,1 30,2 28,0

2 50,1 24 25,5 27,3 28,1 25,9 28,0 29,3 26,7 28,6 27,7

3 51,3 24 25,5 26,9 29,2 26,3 27,7 28,2 30,0 27,2 27,9

BR1,10

1 50,7

133,3 15 60,0

19,5

24 66,7

25 23,4 20,9 23,8 24,1 24,6 25,4 25,4 24,0

2 49,9 19,5 25 23,5 21,4 23,7 24,4 24,5 22,8 25,7 23,7

3 50,3 19,5 25 23,0 23,8 21,7 23,7 24,9 22,5 24,2 23,4

BR1,20

1 50,1

123,3 15 56,7

19,5

24 63,3

24,5 31,1 24,4 24,1 25,3 25,1 24,3 25,6 25,7

2 51,1 19,5 24,5 34,3 31,0 29,8 30,0 30,3 32,0 37,4 32,1

3 50,3 19,5 24,5 26,6 25,7 26,3 28,3 24,9 26,0 24,9 26,1

BR2

1 50,2

83,3 25 66,7

18

24 80,0

25 30,4 28,5 30,0 31,8 32,8 30,6 31,7 30,8

2 50,5 18 25 34,3 34,0 32,2 32,2 31,7 29,1 29,3 31,8

3 50,1 18 25 30,7 27,8 32,2 32,2 31,4 29,7 31,4 30,8

BR2,5

1 50,2

83,3 25 66,7

23,5

24 80,0

24,5 33,6 30,0 28,7 27,3 31,1 29,2 29,5 29,9

2 50,3 23,5 24,5 35,0 29,9 30,1 30,1 29,9 29,2 30,8 30,7

3 50,2 23,5 24,5 35,8 34,7 31,9 31,3 33,7 28,8 32,7 32,7

BR2,10

1 49,3

83,3 25 70,0

23

24 86,7

25 33,4 33,7 33,3 32,4 33,7 35,4 35,2 33,9

2 50,6 23 25 33,9 33,1 34,7 33,2 33,5 34,2 33,9 33,8

3 49,5 23 25 33,4 32,2 33,0 34,7 34,9 35,4 34,2 34,0

BR2,20

1 50,0

100,0 20 63,3

22,5

24 80,0

24,5 32,72 31,05 31,58 28,53 30,3 30,38 28,81 30,5

2 50,3 22,5 24,5 30,32 30,05 32,15 34,08 31,59 32,24 31,33 31,7

3 49,7 22,5 24,5 34,52 33,72 35,61 37,89 34,3 32,14 34,58 34,7


Pen

etra

ção

de

clo

reto

s ao

s 28

dia

s


(m)

xd

(m) E z F (J/(Vmol)) R (J/(Kmol)) T (K) t (s) cd c0 erf-1 (1-2cd/c0) α

Dnssm

(m2/s)

Dnssm

(m2/s) x10-

12

Dnssm

médio

BR

1 0,048 0,028 376,57

1,0 96480 8,314

292,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0210 1,91E-11 19,1

19,6 2 0,045 0,030 400,00 292,7 86400 0,0203 1,96E-11 19,6

3 0,048 0,029 372,67 292,7 86400 0,0211 2,00E-11 20,0

BR0,5

1 0,050 0,031 357,85

1,0 96480 8,314

295,5 86400

0,07 2,0 1,28

0,0216 2,21E-11 22,1

21,4 2 0,051 0,027 351,56 295,5 86400 0,0218 1,93E-11 19,3

3 0,050 0,032 360,72 295,5 86400 0,0215 2,29E-11 22,9

BR0,10

1 0,051 0,031 352,94

1,0 96480 8,314

294,4 86400

0,07 2,0 1,28

0,0217 2,25E-11 22,5

23,0 2 0,049 0,033 367,35 294,4 86400 0,0213 2,33E-11 23,3

3 0,050 0,032 360,00 294,4 86400 0,0215 2,31E-11 23,1

BR0,20

1 0,050 0,038 358,57

1,0 96480 8,314

297,2 86400

0,07 2,0 1,28

0,0217 2,83E-11 28,3

28,3 2 0,051 0,039 350,88 297,2 86400 0,0219 2,94E-11 29,4

3 0,049 0,038 367,35 297,2 86400 0,0214 2,72E-11 27,2

BR1

1 0,051 0,026 351,56

1,0 96480 8,314

295,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0218 1,88E-11 18,8

18,6 2 0,050 0,026 359,28 295,7 86400 0,0216 1,86E-11 18,6

3 0,051 0,026 355,03 295,7 86400 0,0217 1,84E-11 18,4

BR1,5

1 0,051 0,028 355,03

1,0 96480 8,314

297,9 86400

0,07 2,0 1,28

0,0218 2,04E-11 20,4

20,3 2 0,050 0,028 359,28 297,9 86400 0,0217 1,99E-11 19,9

3 0,051 0,028 350,88 297,9 86400 0,0219 2,05E-11 20,5

BR1,10

1 0,051 0,024 256,41

1,0 96480 8,314

295,4 86400

0,07 2,0 1,28

0,0255 2,30E-11 23,0

22,5 2 0,050 0,024 260,52 295,4 86400 0,0253 2,24E-11 22,4

3 0,050 0,023 258,45 295,4 86400 0,0254 2,22E-11 22,2

BR1,20

1 0,050 0,026 259,48

1,0 96480 8,314

295,2 86400

0,07 2,0 1,28

0,0254 2,45E-11 24,5

27,1 2 0,051 0,032 254,40 295,2 86400 0,0256 3,18E-11 31,8

3 0,050 0,026 258,45 295,2 86400 0,0254 2,50E-11 25,0

BR2

1 0,050 0,031 458,17

1,0 96480 8,314

294,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0191 1,76E-11 17,6

17,8 2 0,051 0,032 455,45 294,7 86400 0,0191 1,83E-11 18,3

3 0,050 0,031 459,08 294,7 86400 0,0191 1,76E-11 17,6

BR2,5

1 0,050 0,030 458,17

1,0 96480 8,314

297,2 86400

0,07 2,0 1,28

0,0192 1,72E-11 17,2

17,9 2 0,050 0,031 457,26 297,2 86400 0,0192 1,77E-11 17,7

3 0,050 0,033 458,17 297,2 86400 0,0192 1,89E-11 18,9

BR2,10

1 0,049 0,034 466,53

1,0 96480 8,314

297,2 86400

0,07 2,0 1,28

0,0190 1,93E-11 19,3

19,5 2 0,051 0,034 454,55 297,2 86400 0,0192 1,97E-11 19,7

3 0,050 0,034 464,65 297,2 86400 0,0190 1,94E-11 19,4

BR2,20

1 0,050 0,030 360,00

1,0 96480 8,314

296,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0216 2,20E-11 22,0

23,3 2 0,050 0,032 357,85 296,7 86400 0,0217 2,30E-11 23,0

3 0,050 0,035 362,17 296,7 86400 0,0215 2,51E-11 25,1


Pen

etra

ção

de

clore

tos

aos

91

dia

s


(mm)

I30v

(mA)

U

(v)

Iajust

(mA)

Ti

(ºC)

Duração

(h)

If

(mA)

Tf

(ºC)

X1

(mm)

X2

(mm)

X3

(mm)

X4

(mm)

X5

(mm)

X6

(mm)

X7

(mm)

Xméd

(mm)

BR

1 44,2

83,3 25 70,0

21

24 110,0

28 36,2 35,5 34,0 35,3 37,6 38,0 35,4 36,0

2 46,6 21 28 40,3 38,7 41,7 37,5 35,1 34,2 35,1 37,5

3 45,9 21 28 36,1 34,7 34,2 31,6 36,8 33,3 32,2 34,1

BR0,5

1 50,5

90,0 25 73,3

21

24 116,7

28 36,5 35,1 34,7 35,2 36,8 34,6 33,3 35,2

2 49,5 21 28 37,3 37,1 36,5 35,1 35,2 34,6 35,3 35,9

3 50,8 21 28 37,4 37,8 36,0 35,5 34,8 34,2 34,8 35,8

BR0,10

1 51,5

100,0 20 63,3

19

24 86,7

26 33,8 30,9 26,5 22,9 27,7 34,4 33,7 30,0

2 54,0 19 26 32,0 32,8 33,5 32,2 34,7 28,5 30,9 32,1

3 50,8 19 26 29,0 28,0 25,9 26,6 28,3 27,7 28,4 27,7

BR0,20

1 53,2

103,3 20 66,7

23,5

24 90,0

21 35,3 32,6 34,8 36,5 33,8 32,7 33,3 34,1

2 54,0 23,5 21 35,0 33,5 33,2 36,7 32,5 33,7 34,5 34,1

3 53,7 23,5 21 33,2 31,8 31,5 34,8 31,7 32,4 33,6 32,7

BR1

1 49,4

96,7 20 60,0

19

24 90,0

21 30,6 31,7 29,2 25,5 27,1 27,2 36,1 29,6

2 51,6 19 21 26,9 26,1 23,6 21,3 19,6 21,0 27,2 23,7

3 49,2 19 21 28,3 25,6 23,5 21,7 24,1 23,5 32,9 25,6

BR1,5

1 52,0

96,7 20 63,3

19,5

24 86,7

25,5 30,3 24,9 25,2 23,0 23,9 24,8 32,6 26,4

2 48,0 19,5 25,5 24,5 25,4 24,5 23,8 23,9 23,5 32,5 25,4

3 51,7 19,5 25,5 30,6 27,7 24,9 24,6 25,5 24,9 32,5 27,2

BR1,10

1 50,8

106,7 20 66,7

24

24 93,3

25,5 29,9 29,1 29,3 27,7 28,0 27,3 38,1 29,9

2 50,1 24 25,5 27,0 26,5 27,2 25,2 27,3 28,1 40,9 28,9

3 50,0 24 25,5 28,8 28,7 26,7 26,8 27,5 25,5 35,6 28,5

BR1,20

1 50,8

123,3 20 80,0

24

24 103,3

26,5 36,1 33,6 34,6 34,4 34,6 31,3 37,7 34,6

2 50,9 24 26,5 35,3 35,4 35,8 33,7 32,8 32,5 35,9 34,5

3 49,4 24 26,5 34,2 34,3 34,7 32,7 31,8 31,5 34,7 33,4

BR2

1 49,8

70,0 25 56,7

19,5

24 76,7

27 29,7 29,0 25,9 28,0 24,2 25,9 27,5 27,2

2 50,6 19,5 27 28,5 26,5 25,1 27,4 26,7 27,6 26,7 26,9

3 49,7 19,5 27 29,1 28,8 27,8 27,4 26,9 28,8 27,8 28,1

BR2,5

1 50,1

76,7 25 63,3

25

24 86,7

28 28,0 27,3 26,4 27,3 26,5 26,5 28,9 27,3

2 51,6 25 28 26,5 26,3 24,8 24,9 26,4 26,2 27,2 26,1

3 52,1 25 28 31,0 29,0 28,5 25,8 25,0 25,2 30,1 27,8

BR2,10

1 52,1

80,0 25 66,7

20

24 100,0

28 28,3 28,1 27,7 27,9 26,9 28,2 27,9 27,9

2 47,2 20 28 31,3 31,2 31,4 32,0 31,7 32,3 32,1 31,7

3 51,1 20 28 29,5 31,0 29,1 30,4 29,9 32,6 31,5 30,5

BR2,20

1 49,5

120,0 20 76,7

25

24 106,7

28,5 27,5 27,3 26,9 27,0 26,1 27,3 27,1 27,0

2 44,8 25 28,5 30,3 30,3 30,5 31,0 30,8 31,4 31,2 30,8

3 48,5 25 28,5 28,6 30,0 28,2 29,4 29,0 31,6 30,5 29,6


Pen

etra

ção

de

clo

reto

s ao

s 91

dia

s


(m) xd (m) E z

F

(J/(Vmol))

R

(J/(Kmol)) T (K) t (s) cd c0 erf-1 (1-2cd/c0) α Dnssm (m2/s)

Dnssm

(m2/s) x10-

12

Dnssm

médio

BR

1 0,044 0,036 520,36

1,0 96480 8,314

297,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0180 1,86E-11 18,6

19,1 2 0,047 0,038 493,56 297,7 86400 0,0185 2,04E-11 20,4

3 0,046 0,034 501,09 297,7 86400 0,0183 1,82E-11 18,2

BR0,5

1 0,051 0,035 455,45

1,0 96480 8,314

297,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0192 2,06E-11 20,6

20,7 2 0,050 0,036 464,65 297,7 86400 0,0190 2,06E-11 20,6

3 0,051 0,036 452,76 297,7 86400 0,0193 2,11E-11 21,1

BR0,10

1 0,052 0,030 349,51

1,0 96480 8,314

295,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0219 2,21E-11 22,1

22,3 2 0,054 0,032 333,33 295,7 86400 0,0224 2,48E-11 24,8

3 0,051 0,028 354,33 295,7 86400 0,0217 2,00E-11 20,0

BR0,20

1 0,053 0,034 338,35

1,0 96480 8,314

295,4 86400

0,07 2,0 1,28

0,0222 2,61E-11 26,1

26,0 2 0,054 0,034 333,33 295,4 86400 0,0224 2,65E-11 26,5

3 0,054 0,033 335,20 295,4 86400 0,0223 2,52E-11 25,2

BR1

1 0,049 0,030 364,37

1,0 96480 8,314

293,2 86400

0,07 2,0 1,28

0,0213 2,08E-11 20,8

18,5 2 0,052 0,024 348,84 293,2 86400 0,0218 1,70E-11 17,0

3 0,049 0,026 365,85 293,2 86400 0,0213 1,78E-11 17,8

BR1,5

1 0,052 0,026 346,15

1,0 96480 8,314

295,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0220 1,94E-11 19,4

18,9 2 0,048 0,025 375,00 295,7 86400 0,0211 1,74E-11 17,4

3 0,052 0,027 348,16 295,7 86400 0,0219 2,00E-11 20,0

BR1,10

1 0,051 0,030 354,33

1,0 96480 8,314

297,9 86400

0,07 2,0 1,28

0,0218 2,19E-11 21,9

21,1 2 0,050 0,029 359,28 297,9 86400 0,0217 2,08E-11 20,8

3 0,050 0,029 360,00 297,9 86400 0,0216 2,05E-11 20,5

BR1,20

1 0,051 0,035 354,33

1,0 96480 8,314

298,4 86400

0,07 2,0 1,28

0,0218 2,57E-11 25,7

25,1 2 0,051 0,034 353,63 298,4 86400 0,0219 2,56E-11 25,6

3 0,049 0,033 364,37 298,4 86400 0,0215 2,41E-11 24,1

BR2

1 0,050 0,027 461,85

1,0 96480 8,314

296,4 86400

0,07 2,0 1,28

0,0191 1,54E-11 15,4

15,6 2 0,051 0,027 454,55 296,4 86400 0,0192 1,55E-11 15,5

3 0,050 0,028 462,78 296,4 86400 0,0190 1,59E-11 15,9

BR2,5

1 0,050 0,027 459,08

1,0 96480 8,314

299,7 86400

0,07 2,0 1,28

0,0192 1,57E-11 15,7

15,9 2 0,052 0,026 445,74 299,7 86400 0,0195 1,54E-11 15,4

3 0,052 0,028 441,46 299,7 86400 0,0196 1,66E-11 16,6

BR2,10

1 0,052 0,028 441,46

1,0 96480 8,314

297,2 86400

0,07 2,0 1,28

0,0195 1,65E-11 16,5

17,2 2 0,047 0,032 487,29 297,2 86400 0,0186 1,73E-11 17,3

3 0,051 0,031 450,10 297,2 86400 0,0193 1,79E-11 17,9

BR2,20

1 0,050 0,027 363,64

1,0 96480 8,314

299,9 86400

0,07 2,0 1,28

0,0216 1,93E-11 19,3

20,2 2 0,045 0,031 401,79 299,9 86400 0,0206 2,02E-11 20,2

3 0,049 0,030 371,13 299,9 86400 0,0214 2,09E-11 20,9


Dnssm - coeficiente de migração em regime não estacionário (m2/s);

R - constante dos gases nobres, R=8,314 (J/Kmol);

T - média de temperaturas, em Kelvin, da solução anódica no início e fim do ensaio (K);

U - voltagem efetiva aplicada (V);

L - espessura do provete (mm);

erf-1

- inverso da função erro;

cd - coeficiente de cloretos para a qual o nitrato de prata reage;

c0 - concentração de cloretos no cátodo.

𝐷𝑛𝑠𝑠𝑚 =𝑅 × 𝑇

𝑧 × 𝐹 × 𝐸×

𝑥𝑑 − √𝑥𝑑∝

𝑡

𝐸 =𝑈 − 2

𝐿

∝= 2 × √𝑅 × 𝑇

𝑧 × 𝐹 × 𝐸× 𝑒𝑟𝑓−1 (1 −

2 × 𝑐𝑑

𝑐0)



Anexo O - Resiste ncia a carbonataça o


Betão

Tempo de

exposição

(dias)

Provete X1

(mm)

X2

(mm)

X3

(mm)

X4

(mm)

X5

(mm)

X6

(mm)

X7

(mm)

X8

(mm)

Xmédio

(mm)

BR

7

1 5,41 4,73 7,20 5,37 4,22 4,36 4,27 4,44

4,86 2 4,55 5,37 5,95 3,68 3,22 5,50 5,44 5,05

3 5,17 3,42 4,22 5,91 4,52 4,62 4,55 5,49

28

1 6,08 5,83 6,26 5,10 5,70 5,48 6,77 7,60

7,46 2 8,08 9,89 7,17 7,71 6,87 7,65 9,99 8,47

3 6,04 7,12 10,19 7,13 9,50 6,83 10,70 6,98

56

1 9,65 8,15 6,10 8,35 6,78 9,03 6,73 5,71

10,08 2 12,14 13,60 13,06 11,74 12,04 10,29 11,52 11,88

3 10,43 9,77 14,73 9,10 7,80 9,80 8,09 15,42

91

1 13,71 15,72 12,15 16,24 7,62 10,16 12,36 11,28

11,97 2 12,43 11,00 13,28 11,51 15,36 15,57 11,67 16,18

3 8,74 7,92 9,84 9,28 9,38 9,83 13,32 12,61

BR0,5

7

1 4,46 8,03 4,92 3,63 4,53 4,78 4,24 8,08

5,16 2 4,12 4,58 4,46 4,49 3,51 6,23 3,99 3,95

3 3,35 4,46 4,05 7,89 4,99 4,88 8,14 8,07

28

1 8,33 7,08 7,17 8,69 6,87 8,14 6,53 8,77

7,83 2 7,04 8,25 8,44 6,07 8,58 7,45 6,76 5,07

3 8,91 8,14 9,00 8,13 8,65 8,46 9,26 8,24

56

1 9,90 12,26 9,73 8,10 12,03 11,06 7,81 10,99

13,01 2 8,76 11,86 9,50 79,08 9,49 11,41 10,24 8,07

3 9,90 9,95 9,48 10,50 11,11 10,21 10,86 9,97

91

1 14,71 18,53 12,32 12,97 17,27 13,17 15,55 15,59

14,49 2 15,37 16,25 13,21 17,38 12,86 14,72 11,98 12,74

3 16,17 14,16 14,26 15,84 12,29 13,15 12,88 14,27

BR0,10

7

1 6,65 5,78 6,58 6,62 3,85 7,21 3,54 4,72

5,54 2 5,30 5,86 7,22 5,57 5,53 4,40 5,19 5,95

3 6,52 5,43 4,45 6,01 4,67 6,35 4,15 5,36

28

1 7,05 10,35 14,40 10,15 8,54 10,49 7,56 9,59

9,71 2 9,79 9,59 9,83 9,51 9,15 8,47 9,16 9,73

3 9,55 9,26 10,71 10,64 10,05 9,08 10,07 10,32

56

1 13,91 13,27 16,05 15,57 15,09 12,72 15,74 16,06

13,87 2 15,63 11,33 10,15 11,24 14,95 11,21 15,24 24,76

3 14,15 12,12 14,35 11,26 11,60 12,27 12,00 12,20

91

1 13,09 14,35 15,07 15,26 14,17 15,68 15,14 15,82

16,23 2 19,53 17,72 18,75 13,58 17,06 13,96 12,88 14,36

3 15,08 19,95 16,67 15,82 19,03 20,76 14,81 20,97

BR0,20

7

1 7,64 6,64 7,56 7,61 5,57 8,29 5,22 5,42

6,60 2 6,09 6,73 8,30 6,40 6,35 6,21 5,96 6,84

3 7,49 6,24 6,26 6,91 6,52 6,15 5,92 6,16

28

1 12,32 8,53 12,28 10,52 12,58 12,35 13,32 13,38

12,21 2 12,53 11,34 11,55 12,98 13,02 11,90 13,31 11,87

3 13,30 14,43 12,35 11,58 11,35 12,84 12,43 10,99

56

1 17,33 15,98 14,60 16,29 17,24 16,58 14,98 16,36

16,43 2 15,44 15,77 19,02 15,24 12,55 14,66 17,43 14,54

3 18,10 18,00 15,77 18,15 20,64 15,79 15,68 18,11

91

1 20,73 20,84 19,37 20,94 19,03 18,78 19,24 17,98

19,18 2 20,17 17,63 18,15 17,01 19,02 20,40 18,69 18,68

3 17,53 20,85 19,48 20,59 18,60 18,70 17,84 19,98



Betão

Tempo de

exposição

(dias)

Provete X1

(mm)

X2

(mm)

X3

(mm)

X4

(mm)

X5

(mm)

X6

(mm)

X7

(mm)

X8

(mm)

Xmédio

(mm)

BR1

7

1 5,17 3,51 3,19 3,67 3,57 3,88 4,87 4,70

4,00 2 3,89 3,17 4,29 3,77 4,14 3,03 3,68 3,63

3 3,31 3,74 4,33 4,65 4,42 3,71 5,21 4,51

28

1 8,71 8,93 8,45 7,13 7,42 7,77 7,22 7,59

7,19 2 6,55 6,78 6,50 8,58 6,95 8,21 6,47 6,32

3 5,56 6,15 7,00 7,14 7,75 6,26 6,38 6,85

56

1 11,60 8,48 10,47 9,33 7,87 9,24 10,69 8,79

8,98 2 8,72 7,25 6,53 8,60 11,09 9,77 6,45 8,72

3 10,92 9,82 8,67 9,62 8,59 8,63 8,10 7,65

91

1 10,85 11,55 10,91 12,32 11,71 8,80 11,67 9,41

11,17 2 11,11 11,87 12,82 11,99 10,94 11,37 11,84 12,63

3 10,85 11,55 10,91 12,32 10,34 10,27 8,95 11,18

BR1,5

7

1 4,66 4,91 5,38 4,27 2,75 4,30 5,45 3,11

3,91 2 5,32 3,98 4,41 3,86 3,84 2,92 3,64 3,01

3 5,14 4,47 3,16 2,79 3,41 2,53 3,81 2,78

28

1 6,92 6,82 7,14 7,36 6,21 7,18 7,28 7,29

7,07 2 8,68 7,98 6,01 8,58 7,05 8,86 6,47 6,92

3 5,91 6,28 7,68 5,18 6,36 6,71 6,91 7,93

56

1 10,12 9,96 9,26 9,85 10,29 9,74 9,98 8,71

10,18 2 8,90 9,61 11,23 9,84 11,85 10,55 12,27 11,04

3 12,00 10,80 8,92 9,29 12,11 9,53 9,67 8,91

91

1 13,60 10,77 10,80 11,76 14,11 13,94 13,99 11,51

12,05 2 12,22 11,23 14,39 12,03 11,77 12,51 11,43 13,96

3 13,72 10,37 10,20 9,00 12,58 11,62 9,12 12,53

BR1,10

7

1 3,89 4,85 4,47 5,13 5,39 5,82 5,07 4,90

5,05 2 4,87 5,83 4,46 3,85 5,42 4,97 5,40 5,90

3 4,73 4,51 4,81 6,87 5,81 4,98 4,39 4,94

28

1 8,22 8,05 8,65 9,34 8,85 8,09 9,91 7,98

8,33 2 7,60 1,07 7,16 7,51 9,78 9,45 8,34 9,40

3 9,14 7,56 9,07 8,26 8,65 9,17 9,24 9,46

56

1 9,30 12,87 11,53 12,39 12,42 10,82 14,81 13,49

12,63 2 14,56 12,49 14,26 12,50 12,06 14,32 12,23 14,31

3 13,84 10,78 13,50 10,53 13,14 11,74 12,73 12,53

91

1 12,36 14,01 14,25 13,59 14,20 12,90 14,71 13,15

14,70 2 14,04 14,35 16,14 13,97 15,29 14,90 16,01 14,82

3 15,02 14,66 15,77 16,24 16,36 14,62 16,37 14,96

BR1,20

7

1 7,17 6,22 5,48 6,38 5,83 5,56 6,65 7,86

6,43 2 6,37 7,30 7,58 5,11 5,45 6,08 7,11 5,81

3 6,18 6,14 6,26 7,92 5,91 6,47 5,93 7,59

28

1 10,71 10,26 9,59 11,40 11,84 11,11 9,98 11,65

10,75 2 13,06 12,37 11,85 12,37 12,30 11,81 11,24 11,45

3 9,67 1,01 10,29 11,17 11,09 11,00 9,57 11,18

56

1 16,78 16,32 18,45 16,30 16,15 15,51 16,07 18,18

15,99 2 13,82 16,88 15,83 17,90 18,06 14,06 16,07 18,18

3 13,30 16,24 13,88 15,79 15,65 13,81 16,26 14,23

91

1 17,11 15,44 20,23 15,95 17,39 17,17 18,58 20,02

18,41 2 18,48 17,04 16,89 16,53 20,71 18,82 20,07 17,68

3 19,13 19,18 18,10 18,84 19,63 22,57 19,53 16,83


Betão

Tempo de

exposição

(dias)

Provete X1

(mm)

X2

(mm)

X3

(mm)

X4

(mm)

X5

(mm)

X6

(mm)

X7

(mm)

X8

(mm)

Xmédio

(mm)

BR2

7

1 1,84 0,76 2,04 1,57 2,14 1,01 2,52 2,67

1,78 2 1,87 1,36 2,41 1,17 1,61 2,03 2,03 2,07

3 0,78 2,86 1,27 1,00 2,58 1,76 1,86 1,47

28

1 4,61 5,54 5,57 3,93 3,81 3,75 5,87 2,67

4,15 2 3,53 4,72 3,86 4,91 3,72 3,14 3,19 4,46

3 4,15 3,85 4,20 4,47 4,06 3,89 3,33 4,47

56

1 6,33 4,82 5,30 5,01 8,70 4,68 4,94 6,04

5,59 2 5,44 6,05 6,42 4,63 5,44 5,49 5,09 4,92

3 5,48 5,33 5,74 5,46 5,61 5,99 5,56 5,67

91

1 5,54 5,95 6,43 7,17 8,85 5,43 8,69 6,07

6,86 2 8,70 6,93 6,45 7,35 7,18 8,23 6,26 7,03

3 7,15 6,61 5,86 6,95 7,08 6,84 5,88 5,94

BR2,5

7

1 1,48 1,87 2,27 1,71 1,38 1,95 0,89 1,77

1,80 2 1,54 1,43 1,54 2,26 2,39 1,46 1,72 1,98

3 1,61 2,41 1,91 1,85 2,24 1,66 1,97 1,87

28

1 5,00 4,53 6,46 4,93 4,96 4,76 6,62 4,81

4,94 2 6,16 2,46 5,10 6,19 2,20 4,50 4,93 5,06

3 4,44 4,45 4,26 4,57 5,41 5,54 5,63 5,55

56

1 5,46 6,50 6,53 7,66 6,32 5,48 6,25 7,77

6,55 2 6,72 7,48 6,86 7,70 7,48 5,62 7,60 8,29

3 5,86 5,56 6,85 5,07 5,78 5,99 5,26 7,12

91

1 7,59 6,70 7,42 6,95 6,90 7,84 7,81 7,48

7,51 2 8,82 5,93 5,57 6,93 6,24 6,40 6,44 9,25

3 7,14 9,28 7,84 9,33 8,18 6,38 9,65 8,12

BR2,10

7

1 2,73 2,37 3,31 2,34 2,50 1,42 1,37 3,55

2,55 2 2,40 3,37 2,10 2,46 2,50 2,00 2,37 2,58

3 3,44 2,06 2,69 3,44 2,14 2,49 2,45 3,12

28

1 5,81 6,39 6,04 6,49 6,97 5,63 6,26 6,79

5,37 2 5,76 4,54 3,65 5,62 3,65 5,85 4,50 4,98

3 5,85 5,19 5,94 4,40 4,28 4,94 5,23 4,10

56

1 6,84 6,66 8,81 7,30 7,42 7,28 8,24 8,81

8,02 2 7,76 7,81 7,53 8,28 7,83 7,25 8,29 7,11

3 10,19 8,14 8,26 7,79 8,58 9,71 7,79 8,91

91

1 9,17 9,66 8,61 10,77 10,06 8,17 10,82 8,34

9,72 2 11,00 8,34 10,95 10,77 9,42 8,97 10,07 8,24

3 11,09 9,34 11,21 11,42 9,12 7,80 11,24 8,68

BR2,20

7

1 3,94 4,10 3,59 3,72 3,86 4,52 3,89 3,87

3,85 2 4,08 3,43 3,85 2,87 3,91 3,42 3,40 2,63

3 4,20 4,18 4,17 3,93 4,17 4,12 4,66 3,86

28

1 9,12 8,12 9,32 9,14 8,48 7,84 8,76 8,82

8,26 2 8,02 7,26 9,20 7,17 8,27 8,86 7,58 7,10

3 8,16 8,01 7,97 7,48 9,29 7,67 7,89 8,66

56

1 11,39 10,31 10,79 11,37 14,02 11,59 13,30 12,08

11,56 2 10,89 11,07 11,01 9,80 10,35 11,11 9,47 10,63

3 10,32 12,74 10,08 14,84 13,06 11,99 13,32 11,98

91

1 14,77 15,80 17,60 15,30 16,52 16,74 17,58 17,61

14,83 2 12,23 13,14 11,76 15,09 13,51 14,34 15,79 13,94

3 13,82 13,62 13,88 15,80 15,37 13,40 14,33 14,08



Anexo P - Retracça o


Tempo de

ensaio

(dias)

BR B0,5 B0,10 B0,20 BR1 B1,5 B1,10 B1,20 BR2 B2,5 B2,10 B2,20

1 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

2 1,38E-05 3,25E-05 2,63E-05 2,00E-05 2,25E-05 2,13E-05 3,00E-05 1,13E-05 2,50E-05 8,50E-05 2,13E-05 3,63E-05

3 3,63E-05 5,00E-05 3,63E-05 3,75E-05 6,00E-05 3,50E-05 4,13E-05 2,63E-05 4,38E-05 1,11E-04 4,00E-05 5,63E-05

4 5,63E-05 7,00E-05 5,25E-05 4,38E-05 1,04E-04 4,25E-05 6,25E-05 3,50E-05 5,25E-05 1,53E-04 5,75E-05 7,13E-05

5 6,88E-05 8,75E-05 5,88E-05 5,25E-05 1,23E-04 6,38E-05 7,75E-05 5,63E-05 7,75E-05 1,81E-04 7,38E-05 8,63E-05

6 8,13E-05 1,01E-04 7,88E-05 6,13E-05 1,38E-04 8,88E-05 9,38E-05 8,38E-05 9,75E-05 1,98E-04 8,75E-05 9,88E-05

7 9,50E-05 1,10E-04 8,88E-05 6,88E-05 1,55E-04 1,14E-04 1,34E-04 1,10E-04 1,15E-04 2,14E-04 1,06E-04 1,09E-04

9 1,19E-04 1,43E-04 1,20E-04 8,38E-05 1,79E-04 1,69E-04 1,71E-04 1,58E-04 1,53E-04 2,39E-04 1,38E-04 1,35E-04

11 1,44E-04 1,64E-04 1,56E-04 1,28E-04 2,09E-04 2,11E-04 2,33E-04 2,00E-04 1,78E-04 2,65E-04 1,60E-04 1,55E-04

13 1,41E-04 1,91E-04 1,61E-04 1,18E-04 2,49E-04 2,64E-04 2,58E-04 2,54E-04 2,15E-04 2,95E-04 1,79E-04 1,85E-04

15 1,53E-04 2,01E-04 1,75E-04 1,51E-04 2,74E-04 2,75E-04 2,90E-04 2,89E-04 2,38E-04 2,99E-04 1,98E-04 2,00E-04

18 1,70E-04 2,16E-04 2,00E-04 1,81E-04 3,11E-04 3,39E-04 3,34E-04 3,31E-04 2,58E-04 3,45E-04 2,19E-04 2,31E-04

21 1,85E-04 2,46E-04 2,13E-04 2,00E-04 3,58E-04 3,74E-04 3,63E-04 3,76E-04 2,89E-04 3,54E-04 2,41E-04 2,46E-04

24 1,94E-04 2,74E-04 2,43E-04 2,40E-04 4,00E-04 4,01E-04 3,86E-04 4,34E-04 3,08E-04 3,76E-04 2,59E-04 2,66E-04

28 2,01E-04 2,95E-04 2,59E-04 2,49E-04 4,21E-04 4,51E-04 4,30E-04 4,71E-04 3,23E-04 3,94E-04 2,75E-04 2,83E-04

32 2,24E-04 3,26E-04 2,91E-04 2,73E-04 4,61E-04 4,89E-04 4,68E-04 5,00E-04 3,39E-04 4,15E-04 2,91E-04 2,93E-04

36 2,40E-04 3,55E-04 2,98E-04 2,90E-04 4,88E-04 5,19E-04 4,86E-04 5,28E-04 3,48E-04 4,29E-04 3,01E-04 3,09E-04

40 2,65E-04 3,68E-04 3,26E-04 3,00E-04 5,09E-04 5,53E-04 5,08E-04 5,44E-04 3,81E-04 4,40E-04 3,18E-04 3,33E-04

44 2,69E-04 3,86E-04 3,46E-04 3,19E-04 5,40E-04 5,68E-04 5,21E-04 5,78E-04 3,81E-04 4,49E-04 3,36E-04 3,34E-04

48 2,85E-04 4,03E-04 3,49E-04 3,30E-04 5,51E-04 5,88E-04 5,49E-04 5,89E-04 4,05E-04 4,65E-04 3,38E-04 3,56E-04

52 2,88E-04 4,18E-04 3,70E-04 3,51E-04 5,61E-04 5,95E-04 5,80E-04 6,00E-04 4,11E-04 4,79E-04 3,56E-04 3,65E-04

56 2,90E-04 4,21E-04 3,79E-04 3,66E-04 5,76E-04 6,15E-04 5,80E-04 6,03E-04 4,26E-04 4,91E-04 3,61E-04 3,81E-04

61 2,99E-04 4,41E-04 3,93E-04 3,85E-04 5,96E-04 6,35E-04 6,03E-04 6,21E-04 4,46E-04 4,99E-04 3,70E-04 3,89E-04

66 3,03E-04 4,46E-04 4,06E-04 4,03E-04 6,10E-04 6,51E-04 6,23E-04 6,36E-04 4,55E-04 5,06E-04 3,78E-04 3,98E-04

71 3,18E-04 4,61E-04 4,04E-04 4,06E-04 6,31E-04 6,63E-04 6,29E-04 6,50E-04 4,54E-04 5,14E-04 3,89E-04 4,05E-04

76 3,25E-04 4,69E-04 4,11E-04 4,14E-04 6,30E-04 6,70E-04 6,30E-04 6,65E-04 4,66E-04 5,26E-04 3,99E-04 4,10E-04

81 3,35E-04 4,85E-04 4,31E-04 4,24E-04 6,41E-04 6,88E-04 6,60E-04 6,76E-04 4,81E-04 5,38E-04 4,09E-04 4,15E-04

91 3,45E-04 4,91E-04 4,46E-04 4,48E-04 6,63E-04 7,04E-04 6,65E-04 6,79E-04 4,89E-04 5,44E-04 4,16E-04 4,19E-04

desempenho em termos de durabilidade de betões com ... · de 20% de cimento não apresenta...

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