RESISTÊNCIA À PENETRAÇÃO DE CLORETOS DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES

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1 RESISTÊNCIA À PENETRAÇÃO DE CLORETOS DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES João Filipe Martins Cortês Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em ENGENHARIA CIVIL Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas Júri Presidente: Prof. Doutor Albano Luís Rebelo da Silva das Neves e Sousa Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas Vogal: Prof. Doutor Luís Manuel da Rocha Evangelista Outubro de 2014

2 Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados leves João Filipe Martins Cortês Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Dissertação elaborada no âmbito do Projecto FCT EELWAC Durability and lifetime of more energy efficient structural lightweight aggregate concrete Task 3 - Durability of structural lightweight aggregates concrete Laboratory tests Projecto FCT PTDC/ECM-COM/1734/2012 União Europeia FEDER Governo da República Portuguesa

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4 Resumo A presente dissertação tem por objetivo avaliar a resistência à penetração de cloretos em betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes tipos de agregados leves, relações água/ligante (a/l) e tipos e dosagens de adições. Para tal, foi efetuada uma vasta campanha experimental que envolveu a realização de ensaios de caracterização mecânica (resistência à compressão) e de durabilidade (absorção capilar, resistividade, resistência à penetração de cloretos). Na realização do presente estudo foram considerados quatro tipos de agregados leves, de origem nacional e internacional, com porosidades bastante distintas, um tipo de agregado de massa volúmica normal para a produção de betões de referência e 7 tipos de ligantes (CEM I; CEM II/A-V; CEM II/B-V; CEM II/A-D(1); CEM II/A-D(2); CEM IV/A; CEM IV/B), tendo em consideração misturas com diferentes relações a/l (0,35; 0,45; 0,55). Verifica-se que a redução de resistência à compressão nos BEAL face aos BAN de igual composição aumenta com a redução da relação a/c e com a diminuição da massa volúmica do agregado. Nos betões com agregados leves mais densos é possível atingir níveis de resistência semelhante à dos betões convencionais, traduzindo-se num incremento importante da eficiência estrutural. Os resultados de absorção capilar permitem concluir que este mecanismo é regulado, essencialmente, pelas características da pasta (relação a/l e tipo de adição), independentemente do tipo de agregado utilizado. Os menores coeficientes de absorção capilar estão geralmente associados a mistura com baixa relação a/c e adição de sílica de fumo. Conclusões idênticas são obtidas nos ensaios de resistividade elétrica. Contudo, neste caso, a composição iónica da solução dos poros pode ter também uma influência importante nos resultados obtidos, nomeadamente, nas misturas com cinzas volantes. A resistência à penetração de cloretos nos vários tipos de betões foi condicionada primeiramente pela relação a/l das misturas, seguido do tipo e quantidade de adições presentes nas misturas. Em geral, os coeficientes de difusão mais baixos foram obtidos em betões de reduzida relação a/l e com incorporação de sílica de fumo. Mais uma vez, não são observadas diferenças significativas entre o comportamento dos BEAL e dos BAN. No entanto, nos betões com agregados de menor massa volúmica, associados a maiores níveis de porosidade, verifica-se um desempenho ligeiramente inferior em face das propriedades de durabilidade analisadas. Palavras-chave: Durabilidade; Resistência à penetração de cloretos; Betões de agregados leves estruturais i

5 Abstract This paper aims at characterizing the chloride-ion penetration resistance of lightweight aggregate concrete (LWAC) produced with different types of aggregates, water/binder ratios (w/b) and type and content of cementitious materials. In order to do so, a comprehensive experimental campaign was carried out, involving mechanical tests (compressive strength) and durability tests (capillary absorption,, electrical resistivity, chloride penetration resistance). For the present, four types of national and international lightweight aggregates (LWA), with very different porosities, one type of normal aggregate for the production of reference concrete and 7 types of binders (CEM I, CEM II/A-V; CEM II/B-V; CEM II/A-D(1); CEM II/A-D(2); CEM IV A; CEM IV B) were selected taking into account mixtures of different w/b ratios (0.35, 0.45, 0.55). It is found that the reduction of the compressive strength in LWAC, when compared to normal weight concrete (NWAC) of equal composition, increases as the w/b ratio decreases and the lightweight aggregate density decreases. In LWAC with less porous LWA the concrete compressive strength can be as high as that of NWAC, which means an important increment of the structural efficiency. The capillary absorption tends to be primarily ruled by the paste characteristics (w/b ratio and type of addition), regardless the type of aggregate used. The lower absorption coefficients are usually found in mixtures of low w/b and silica fume incorporation. The same conclusions are obtained in the electrical resistivity tests. However, in this case, the chemical composition of the mortar pore solution may play an important role, especially in concrete with fly ash. The chloride penetration resistance was primarily affected by the w/b ratio, followed by the type and amount of addictions. In General, the lowest diffusion coefficients were obtained in low w/b concrete with silica fume incorporation. Once more, no significant differences were observed between the durability behaviour of LWAC and NWAC. However, it is found a slightly lower durability performance of the more porous LWAC with lower density. Keywords: Durability; Chloride-ion penetration resistance; Lightweight aggregate concrete ii

6 Agradecimentos Ao meu orientador, Professor Doutor Alexandre Bogas, agradeço toda a motivação, exigência, dedicação, disponibilidade e amizade demonstradas ao longo do trabalho. Agradeço também a confiança em mim depositada, para fazer parte de um projeto de elevado grau de dificuldade, de cuja real magnitude e importância só mais tarde me aperceberia. Aos meus colegas de trabalho, de equipa, Jorge Pontes, Sofia Real, Tiago Barroqueiro, Tiago Gomes e Bernardo Ferreira, agradeço todo o apoio, conselhos, entreajuda e, até mesmo alguns atritos, pois tudo isso contribuiu para o meu desenvolvimento pessoal. Agradeço especialmente ao Jorge e à Sofia todo o apoio prestado na campanha experimental, nomeadamente na fase inicial de aprendizagem e adaptação. Agradeço também o auxilio e disponibilidade dos técnicos do Laboratório de Construção do Departamento de Eng. Civil e Arquitetura do Instituto Superior Técnico. Aos meus pais, um sentido obrigado por todo o apoio, dedicação e investimento feito em mim, que resulta no culminar do meu percurso académico. Um sentido abraço ao meu Avô, pela força continuamente transmitida. Um bem-haja a todos os meus amigos que partilharam os bons e maus momentos comigo ao longo do meu percurso académico. iii

7 Acrónimos BEAL - Betão estrutural de agregados leves BAN - Betão de agregados naturais a/c - Relação água / cimento a/l - Relação água / ligante RCPT - Rapid chloride permeability test RCMT - Rapid chloride migration test Abaix. - Abaixamento Simbologia kg - Quilograma m - Metro cm - Centímetro mm - Milímetro nm - nanómetro µm - micrómetro m 2 - Metro quadrado m 3 - Metro cúbico l - Litro h - Hora min - Minuto s - Segundo [ T ] C-S-H - Silicato de cálcio hidratado iv

8 ph - potencial de hidrogénio ºC - Grau Celsius Mpa - Mega Pascal V - Volt KN - Quilo Newton A - Ampere fc 28d - Resistência à compressão aos 28 dias fc 28d / ρ seca - Eficiência estrutural CV - Coeficiente de variação D cl,rcmt - Coeficiente de difusão de cloretos ρ - Massa volúmica Ω - Ohm kω - Quilo ohm ρ fresca - Massa volúmica fresca ρ seca - Massa volúmica seca v

9 Índice de texto 1. Introdução Considerações gerais Objetivos Metodologia e organização do trabalho Estado da Arte Introdução Betão Estrutural de Agregados Leves Durabilidade do Betão Mecanismos de transporte no betão Corrosão induzida por cloretos Penetração de cloretos Teor crítico de cloretos Capacidade de fixação de cloretos Durabilidade nos BEAL Penetração de cloretos nos BEAL Campanha Experimental Introdução Planeamento Materiais, composição e formulação das misturas Materiais utilizados Ensaios de caracterização dos agregados Análise granulométrica Massa volúmica e absorção de água Baridade Índice de forma Composição das misturas Produção do Betão Procedimento Pesagem dos constituintes do betão vi

10 Moldagem e compactação Cura Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Fresco Ensaio de abaixamento Ensaio de determinação da massa volúmica fresca Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Endurecido Determinação da massa volúmica do betão em estado endurecido Ensaio de resistência à compressão Ensaio de absorção capilar Ensaio de avaliação da resistividade elétrica Ensaio de resistência à penetração acelerada de cloretos (RCMT) Apresentação de Resultados Caracterização dos betões no estado fresco Resistência à compressão e massa volúmica Absorção capilar Discussão de resultados Influência do tipo de agregado Influência do tipo de adição Resistividade elétrica Discussão de resultados Resistência à penetração de cloretos Discussão de resultados Influência do tipo de agregado Influência do tipo de adição Variabilidade do ensaio Correlação entre a resistência à compressão e o coeficiente de difusão de cloretos Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a absorção capilar Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistividade elétrica Conclusões Considerações finais Conclusões gerais vii

11 5.3 Propostas de desenvolvimento futuro Bibliografia Anexos... A viii

12 Índice de figuras Figura 1 - Massas volúmicas de betões leves estruturais e respetivos agregados (Bogas, 2011)... 5 Figura 2 - Classificação de agregados leves de acordo com a sua proveniência (Adaptado de Bogas, 2011)... 6 Figura 3 - Fatores de deterioração de estruturas em betão armado (Bogas, 2011)... 8 Figura 4 - Estrutura microscópica de um espécime de betão de agregado natural (Adaptado de Liu et al. 2010)... 9 Figura 5 - Distinção esquemática entre porosidade e permeabilidade ( Adaptado de EuroLightCon,1998) Figura 6 - Microestrutura do betão evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010) Figura 7 - Esquema de célula de corrosão (Adaptado de Mehta e Monteiro, 2006) Figura 8 - Esquema de corrosão induzida por cloretos (Adaptado de Neville, 1995) Figura 9 - Esquematização da estrutura porosa de um betão de agregados leves grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010) Figura 10 - Esquematização da estrutura porosa de betão de agregados leves finos e grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010) Figura 11 - Estrutura microscópica de BEAL evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010) Figura 12 - Curvas granulométricas dos agregados de brita calcária Figura 13 - Curvas granulométricas dos agregados leves Leca, Stalite e Lytag Figura 14 - Curvas granulométricas dos agregados leves de Argex Figura 15 - Curvas granulométricas dos agregados de areia natural siliciosa Figura 16 - Ensaio de análise granulométrica Figura 17 - Ensaio de absorção capilar Figura 18 - Picnómetro com agregados leves Figura 19 - Misturadora de eixo vertical com amassadura em progresso Figura 20 - Procedimento geral das amassaduras Figura 21 - Procedimento de amassaduras com sílica de fumo como adição Figura 22 - Vibração de betão em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha Figura 23 - Provetes em camara de cura húmida Figura 24 - Ensaio de abaixamento do betão Figura 25 - Provete submetido a ensaio de resistência à compressão Figura 26 - Ensaio de absorção capilar Figura 27 - Ensaio de penetração de cloretos Figura 28 - Espécimes seccionados com nitrato de prata Figura 29 - Coeficientes de absorção em betões de CEM I Figura 30 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de cinzas Figura 31 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de sílica de fumo ix

13 Figura 32 - Coeficientes de absorção em misturas ternárias ( 10% sílica + 20 %ou 40% de cinzas).. 49 Figura 33 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,35) Figura 34 -Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,45) Figura 35 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,55) Figura 36 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,35) Figura 37 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,45) Figura 38 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,55) Figura 39 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões de CEM I Figura 40 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de cinzas Figura 41 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de sílica Figura 42 - Resultados dos ensaios de resistividade em misturas ternárias Figura 43 - Coeficientes de difusão em betões e argamassas de CEM I (com desvio padrão) Figura 44 - Coeficientes de difusão em betões de CEM I (com desvio padrão) Figura 45 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas, agrupados por relação a/c (com desvio padrão) Figura 46 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas e relação a/c (com desvio padrão) Figura 47 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica, agrupados por relação a/c (com desvio padrão) Figura 48 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica e relação a/c (com desvio padrão) Figura 49 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão) Figura 50 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão) Figura 51 - Coeficientes de difusão de cloretos, agrupados por tipo de agregado, em função de a/c. 67 Figura 52 - Curvas teóricas de andamento da difusão de cloretos em função de a/c Figura 53 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,35) Figura 54 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,45) Figura 55 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,55) Figura 56 - Curvas de andamento da difusão em função de a/c para as várias adições Figura 57 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,35) Figura 58 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,45) Figura 59 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,55) Figura 60 - Relação entre difusão de cloretos e resistência à compressão, para diferentes tipos de agregado, relação a/l e ligante Figura 61 - Relação entre os coeficientes de difusão e de absorção de água x

14 Figura 62 - Relação entre os coeficientes de difusão e de absorção de água, agrupados por tipo de agregado, para CEM I Figura 63 - Relação entre o coeficientes de difusão e a resistividade elétrica xi

15 Índice de Quadros Quadro 1 - Classificação de agregados leves em função da baridade (Bogas, 2011)... 6 Quadro 2 - Ensaios relativos aos agregados finos Quadro 3 - Ensaios relativos aos agregados grossos Quadro 4 - Ensaios em betão no estado fresco Quadro 5 - Ensaios em betão no estado endurecido Quadro 6 - Características físicas dos agregados naturais Quadro 7 - Características físicas dos agregados leves Quadro 8 - Propriedades granulométricas dos agregados Quadro 9 - Composição dos diversos betões de agregado leve Argex...32 Quadro 10 - Composição dos diversos betões de agregado leve Lytag Quadro 11 - Composição dos betões de agregados naturais e agregados leves Leca e Stalite Quadro 12 - Ficha técnica do cimento (CEM I 42,5 R) Quadro 13 - Descrição das dimensões físicas dos provetes e condições de cura referentes ao diferentes ensaios em estado endurecido Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar Quadro 16 -Relação entre a qualidade do betão e o coeficiente de asborção (Browne 1991) Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica Quadro 18 - Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos Quadro 19 - Classes de resistência à penetração de cloretos (Gjorv 1996) xii

16 1. Introdução 1.1 Considerações gerais O betão armado é, nos dias de hoje, o principal material estrutural utilizado na indústria da construção, fruto da sua versatilidade e vasto conhecimento das suas propriedades e modo de aplicação. O desenvolvimento sustentável das sociedades é atualmente um dos principais desafios que se colocam ao setor da construção civil. Confrontado com a crescente necessidade de diminuir a pegada ecológica das infraestruturas, este setor tem procurado desenvolver soluções alternativas, eficientes, economicamente viáveis e com custos ecológicos e ambientais mais reduzidos. É pois, com naturalidade, que se verifica o reacender do interesse num material alternativo ao betão tradicional, há muito conhecido, mas ainda pouco desenvolvido a uma larga escala, o betão leve. O betão estrutural de agregados leves (BEAL), caracterizado por massas volúmicas inferiores às dos betões convencionais, adequa-se às necessidades construtivas dos tempos modernos, originando soluções mais ligeiras e energeticamente eficientes. A utilização de BEAL, permite a redução da carga sobre as fundações, possibilitando o aparecimento de novas soluções arquitetónicas, nomeadamente o aumento do espaço funcional em obras de reabilitação sem grande intervenção ao nível das infraestruturas. Do ponto de vista ambiental, os BEAL poderiam ser uma alternativa mais atrativa na medida em que, apesar de acarretarem custos energéticos significativos na produção dos agregados artificiais, apresentam índices de conservação de energia superiores aos dos betões convencionais, menores exigências de transporte, menor impacte na demolição e ainda elevada eficiência e durabilidade das estruturas (Holm 2000, Chandra e Berntsson 2002). Desde meados do século passado que se percebeu que o betão armado era um material de durabilidade limitada, sendo sujeito a diferentes ações de origem física, química, biológica e estrutural. Entre as várias ações referidas, a corrosão das armaduras induzida por ataque de cloretos é um dos mecanismos de degradação mais preocupantes do betão, sendo o principal responsável pela vida útil das estruturas localizadas em áreas costeiras. Dada a importância do ataque de cloretos e atendendo à ampla utilização dos BEAL em pontes, plataformas offshore e outras estruturas em ambiente marítimo, surge a necessidade de aprofundar o conhecimento existente neste domínio em relação a este tipo de betão. Os primeiros BEAL utilizados em estruturas expostas a ambientes marítimos agressivos, há mais de 60 anos, eram caracterizados por resistências mecânicas baixas a moderadas. Atualmente, com a incorporação de novos tipos de adições e adjuvantes, que possibilitam a utilização de relações a/c inferiores, os BEAL 1

17 são encarados numa nova perspetiva, mais vocacionados para apresentarem uma resistência e durabilidade superiores. A maior dificuldade relacionada com a utilização de BEAL é a grande variabilidade das suas propriedades e o menor domínio do seu comportamento, tendo em consideração os diferentes tipos de agregados e composições utilizados na sua produção. No presente trabalho, pretende-se caracterizar o comportamento de betões estruturais leves produzidos com diferentes tipos de agregados, dosagens e tipos de ligantes em termos da sua resistência à penetração de cloretos. 1.2 Objetivos A presente dissertação, realizada no âmbito de um projeto de investigação, tem como principal objetivo a caracterização da durabilidade de BEAL produzidos com diferentes tipos de agregados leves e vários tipos de ligantes, definidos na norma NP EN 197-1, particularmente no que se refere aos fenómenos de corrosão induzida por cloretos. Para o efeito, foi prevista uma vasta campanha experimental que envolve a realização de ensaios físicos, mecânicos e de durabilidade, entre os quais constam os ensaios de massa volúmica, resistência à compressão, absorção de água por capilaridade, resistividade elétrica e resistência à penetração de cloretos. Estes ensaios são realizados sobre betões produzidos com cinco tipos diferentes de agregados, abrangendo desde agregados de massa volúmica normal a agregados leves de porosidades bastante distintas. O comportamento dos betões leves é analisado tendo em consideração a utilização de 7 tipos de ligantes que abrangem soluções correntemente utilizadas no domínio dos betões, pretendendo-se analisar a influencia da dosagem e tipo de adição, nomeadamente cinzas volantes e sílica de fumo. 1.3 Metodologia e organização do trabalho A presente dissertação pode ser subdividida em quatro etapas distintas. Inicialmente, procedeu-se à pesquisa bibliográfica do tema, de forma a adquirir os conhecimentos e fundamentos necessários para a compreensão e discussão da temática abordada. Seguidamente, procedeu-se à planificação da campanha experimental, tendo para tal sido elaborado um plano das betonagens e ensaios a efetuar, bem como dos materiais inerentes à sua realização. A terceira etapa consistiu, basicamente, na realização da campanha experimental nas suas diferentes fases. Em primeiro lugar, procedeu-se à realização dos ensaios de caracterização dos agregados. Seguidamente, foram efetuados os ensaios referentes ao betão, no estado fresco e endurecido. Por fim, procedeu-se à discussão dos resultados obtidos para os diversos ensaios realizados. 2

18 A estrutura e organização do trabalho foi definida com o intuito de favorecer a abordagem e compreensão dos objetivos anteriormente descritos. Assim, o trabalho encontra-se seccionado em cinco capítulos e três anexos, nos quais se contam as seções referentes à introdução e conclusão. No 2º capítulo, apresenta-se uma breve revisão bibliográfica do estado da arte da durabilidade no betão, particularmente a penetração de cloretos em BEAL. Numa primeira fase são abordadas as características mais gerais destes tipos de betão, bem como os agregados utilizados na sua produção. O capítulo progride com a abordagem dos temas relativos à durabilidade do betão, tais como os principais mecanismos de transporte no betão, o processo de corrosão induzida por cloretos e os fenómenos de penetração de cloretos, na generalidade dos betões. Por fim, aborda-se a temática da durabilidade em BEAL, com especial ênfase na corrosão induzida por cloretos. No capítulo 3, procede-se à descrição da campanha experimental, nomeadamente no que se refere à definição das composições, produção das amassaduras e descrição dos ensaios realizados, nos estados fresco e endurecido. O capítulo 4 diz respeito à apresentação e análise dos resultados obtidos no decorrer da campanha experimental. No capítulo 5, são apresentadas as principais conclusões decorrentes da análise de resultados, efetuando-se também algumas propostas para investigações futuras. 3

19 2. Estado da Arte 2.1 Introdução A durabilidade do betão é afetada por diversas ações de origem física, química, biológica e mecânica. De entre as várias ações, a corrosão das armaduras, induzida pela carbonatação ou pelo ataque de cloretos, é um dos mecanismos de degradação mais relevantes no betão armado. No presente trabalho, serão abordadas apenas as temáticas referentes à penetração de cloretos em betões produzidos com diferentes tipos de agregados e ligantes. De modo a fazer um enquadramento teórico da temática abordada, ao longo deste capítulo, será apresentado um breve resumo do estado da arte da durabilidade na generalidade dos betões, com especial ênfase nos betões estruturais de agregados leves (BEAL). A origem do betão produzido com agregados leves de origem mineral remonta aos primórdios civilizacionais, existindo indícios da sua aplicação pelos povos a sul da Mesopotâmia e junto à fronteira entre o Paquistão e a Índia, vários séculos antes de Cristo. Os exemplos mais marcantes da sua funcionalidade e durabilidade provêm do Império Romano, com a utilização de betões leves compostos por agregados vulcânicos aglomerados em pastas de cal e pozolana natural. Estes betões, utilizados em construções como o Panteão de Roma ou o Coliseu de Roma, suportaram o duro teste do tempo, resistindo sem alterações até aos nossos dias (Chandra e Berntsson 2002). Atualmente, os BEAL são utilizados em diversos domínios de aplicação como tabuleiros de pontes de grande vão, estruturas flutuantes, arranha-céus, edifícios com solos de fundação pobres e obras de reabilitação (Liu, et al. 2010). Em Portugal, a sua aplicação restringe-se sobretudo a obras de reabilitação de pontes e viadutos, ainda que seja sobejamente conhecida a sua aplicação na cobertura suspensa do pavilhão de Portugal na EXPO, em Lisboa (Bogas 2011). Hoje em dia, a minimização da pegada ecológica associada ao sector da construção assumese como uma das principais preocupações e desafios da engenharia. Assim, a utilização de betões produzidos com agregados resultantes de subprodutos industriais, tais como as cinzas volantes ou as escórias de alto-forno, é vista como uma solução de futuro (Güneyisi et al. 2013). 2.2 Betão Estrutural de Agregados Leves A massa volúmica é a principal característica que diferencia os betões de agregados leves (BEAL) dos betões de agregados naturais (BAN). Esta propriedade varia essencialmente com o volume, teor em água, absorção e tipo de agregado, sendo ainda influenciada pelo teor de cimento e relação a/c (Bogas 2011). A norma Europeia NP EN206-1 (2005), define o betão leve recorrendo ao conceito de massa volúmica, estabelecendo como tal todos os betões cujos valores da massa volúmica, após secagem em estufa, se situem entre os 800 e os 2000 kg/m 3. A par da massa 4

20 volúmica, os coeficientes de isolamento térmico e o transporte de água entre o agregado e a pasta são as propriedades mais significativas que diferenciam os BEAL dos BAN (Bogas 2011). O volume de agregados é o parâmetro mais condicionante da massa volúmica dos betões, sendo responsável pela ocupação de cerca de 70% do volume da generalidade dos betões leves (FIP 1983). A Figura 1 ilustra a variação dos valores de massa volúmica em betões estruturais, em função do tipo de agregado. Caracterizados por valores inferiores de massa volúmica, que advêm da sua composição porosa, os agregados leves são usualmente definidos de acordo com esta propriedade ou, ainda, pela sua baridade (Bogas 2011). As normas Europeias EN (2002) e NP EN206-1 (2005) definem os agregados leves de origem mineral, como sendo aqueles que apresentam valores de massa volúmica, após secagem em estufa, inferiores a 2000Kg/m 3 ou baridades inferiores a 1200Kg/m 3. O Quadro 1 ilustra a classificação de diversos agregados leves em função da sua baridade. Os betões estruturais de agregados leves são usualmente produzidos com recurso a agregados de argila, xisto e ardósia expandida; agregados de escórias e cinzas volantes, ou agregados naturais de origem vulcânica. Figura 1 - Massas volúmicas de betões leves estruturais e respetivos agregados (Bogas, 2011) 5

21 Quadro 1 - Classificação de agregados leves em função da baridade (Bogas, 2011) Classificação Agregados Baridade Média a Absorção às 24 h (Kg/m 3 ) (%) Aplicação em Betão Poliestireno expandido <1 Ultra-Leve Vermiculite expandida >100 Betões de isolamento Perlite expandida térmico sem Baridade<300 Kg/m 3 Vidro expandido capacidade estrutural Regranulado negro de cortiça expandida b c Partículas de madeira Diatomite elevada Leve Clínquer Betões de isolamento Baridade de areias Pedra-pomes térmico ou 300 a 1200 Kg/m 3 Escória de alto-forno expandida estruturais de baixa Baridade de grossos Escória pelitizada resistência 300 a 950 Kg/m 3 Argila expandida 5-25 Betões de isolamento Xisto expandido térmico ou estruturais Ardósia expandida 5-15 de moderada a Cinzas volantes sinterizadas elevada resistência a - inclui agregados grossos e finos b - Refere-se à massa volúmica das partículas (valores nacionais mais usuais) c - Absorção aparente correspondente a água superficial de molhagem, Suskedo Karade (2006) De facto, apenas estes agregados leves possuem propriedades mínimas de resistência capazes de originar betões leves de características estruturais. Ainda que também ocorram na natureza, estes agregados podem ser produzidos artificialmente a partir de matérias primas naturais, veja-se a argila, ou de matérias primas transformadas de subprodutos industriais, como as cinzas volantes ou as escórias de alto-forno (Holm e Bremner 2000). Na Figura 2 apresenta-se um resumo dos diferentes tipos de agregados leves, tendo em consideração a sua proveniência e método de fabrico. Figura 2 - Classificação de agregados leves de acordo com a sua proveniência (Adaptado de Bogas, 2011) 6

22 2.3 Durabilidade do Betão Entende-se o conceito de durabilidade como sendo a capacidade do betão para desempenhar a sua função durante o período de serviço preconizado, suportando a deterioração provocada pelos agentes agressivos do meio envolvente. Como tal, facilmente se constata que a durabilidade do betão será função das propriedades dos seus constituintes, bem como das condições ambientais (Mehta e Monteiro 2006). De modo a materializar o conceito atrás descrito, recorre-se usualmente a indicadores do nível de desempenho do betão, como sendo a sua resistência mecânica, profundidade de carbonatação ou a resistência à penetração de fluidos, através dos quais se procura obter uma medida indireta da durabilidade (Neville 1995). No betão armado, o mau desempenho de qualquer um dos constituintes, seja o agregado, a pasta ou a armadura, pode provocar a sua deterioração. Importa realçar que o processo de deterioração do betão ao danificar a espessura de recobrimento, compromete a proteção da armadura (Kropp 1995). A corrosão da armadura, ao introduzir tensões no betão, provoca a sua fendilhação, acelerando assim a degradação (Mindess et al 2003). As várias ações suscetíveis de deteriorar o betão encontram-se esquematizadas na Figura 3, podendo agrupar-se em ações físicas, mecânicas, biológicas, estruturais ou químicas. Será dado maior enfâse ao tratamento das ações químicas, visto ser no seu âmbito que se enquadra a corrosão de armaduras induzida pelo ataque de cloretos. Serão seguidamente abordados, de forma sucinta, os mecanismos gerais de transporte no betão, que controlam a penetração de substâncias no seu interior, nomeadamente iões Cl -, seguindose um tratamento mais detalhado da temática relativa ao ataque de cloretos Mecanismos de transporte no betão Os mecanismos de transporte no betão podem descrever-se como sendo a circulação de fluidos, em geral provenientes do exterior, na estrutura porosa do betão (Kropp 1995; Costa 1997; Bogas 2011). Dada a natureza porosa do material, estes movimentos podem processar-se não só através dos vazios da pasta de cimento, mas também pela interface agregado-pasta, ou mesmo através da fendilhação e defeitos existentes (Kropp et al. 1995; Feldman 1986). De entre as várias substâncias suscetíveis de penetrar no betão, provenientes do exterior, destacam-se a água e os mais variados gases e iões, nos quais se incluem os iões de cloreto, Cl -, objeto de estudo no presente trabalho. Estas substâncias, uma vez no interior no betão, interagem física e quimicamente com os seus constituintes e com a armadura, desencadeando fenómenos de deterioração (Bogas 2011). O ingresso e posterior movimento de fluidos, gases e outras substâncias no betão ocorre de acordo com um dos seguintes processos: absorção capilar, permeação, difusão e migração. O primeiro, diz respeito à penetração de líquidos por ação de forças de sucção capilar; o segundo, ao transporte de líquidos ou gases devido a gradientes de pressão; o terceiro, ao transporte de gases, iões ou vapor de água devido a gradientes de concentração; o último, ao movimento de iões 7

23 resultante de diferenças de potencial elétrico (Bentz et al. 1999; Kropp et al. 1995; Bertolini et al. 2004). Figura 3 - Fatores de deterioração de estruturas em betão armado (Bogas, 2011) Existe um fator comum a qualquer um dos processos atrás descritos, a porosidade. De facto, é a estrutura porosa do betão, evidenciada na Figura 4, que governa a efetivação de cada um dos mecanismos atrás referidos. As propriedades de transporte do betão são também condicionadas pela sua composição, dado que o teor de pasta, a presença de adições, as dimensões e tipo de agregado e a granulometria das partículas são fatores que influenciam a microestrutura do betão (Garboczi 1995, Geiker et al. 1995). Ao conjunto de vazios e seu desenvolvimento, que caracterizam a microestrutura do betão, dáse o nome de porosidade (Garboczi 1995). Cobrindo uma gama de dimensões muito variada, a porosidade verifica-se em qualquer uma das 3 fases do betão - matriz cimentícia, agregado e interface agregado-pasta (Bogas 2011). Os poros evidenciados na matriz cimentícia podem ser classificados como intersticiais, capilares e macroporos (Mehta e Monteiro 2006). Os intersticiais, também denominados por poros de gel, encontram-se presentes nos C-S-H e são, de entre os sistemas de poros atrás mencionados, aqueles que menos influem no transporte de substâncias (Mehta e Monteiro 2006, Ollivier et al 1995). Tal, deve-se às suas reduzidas dimensões, com diâmetros na ordem dos 2 a 3 nm (Bertolini et al. 2004). A porosidade capilar, principal responsável pelo transporte de substâncias na pasta, corresponde ao volume não preenchido pelos produtos de hidratação e partículas de cimento anidro (Garboczi 1995, Mindess et al 2003). Associada a poros com dimensões entre os 10 nm e os 5 µm, favorece o escoamento e difusão iónica de fluídos, sobretudo se o grau de conectividade dos poros 8

24 for elevado ou existirem canais de exsudação (Mehta e Monteiro 2006). Na sua investigação, Powers (1958) constata que a permeabilidade da matriz cimentícia aumenta exponencialmente com a porosidade capilar. Na porosidade capilar, o volume e interconexão dos poros será fundamentalmente função da razão a/c e do grau de hidratação da pasta. Bertolini et al. (2004) propõe, na consideração de betões de alto desempenho, um valor limite de 25% de porosidade, relativo a relações a/c de 0,45 e um grau de hidratação de 0,75. Verifica-se que o decréscimo da relação a/c, ao permitir o preenchimento e interceção dos poros capilares por produtos da hidratação, reduz o volume e conectividade destes. Semelhante efeito é obtido por via do incremento do grau de hidratação da pasta que, tal como na redução da relação a/c, resulta numa diminuição da porosidade capilar, à custa de um incremento da porosidade intersticial (Garboczi 1995). Neville (1995) reporta que teoricamente, para valores da relação a/c superiores a 0,38, o volume preenchido por C-S-H é insuficiente para impedir o transporte capilar, mesmo após concluída a hidratação da pasta. Outros autores sugerem um valor de 0,45 para a mesma relação a/c (Mindess et al. 2003). Areia Granito Pasta Figura 4 - Estrutura microscópica de um espécime de betão de agregado natural (Adaptado de Liu et al. 2010) Assim, facilmente se constata que a permeabilidade da pasta de cimento dependerá essencialmente da relação a/c, do grau de hidratação e do tempo de cura, fator também ele influenciador da dimensão e interconexão dos poros (Garboczi 1995). Verifica-se que baixos graus de hidratação conduzem a matrizes cimentícias onde predomina a porosidade capilar. À medida que progride a hidratação da pasta, ocorre a perda de conectividade entre os poros, provocando assim uma redução da permeabilidade do material (Garboczi 1995). A Figura 5 ilustra a diferença entre os conceitos de porosidade e permeabilidade. 9

25 Diversos autores reportam uma redução da absorção capilar com a diminuição da relação a/c (Dhir 1987, Schonlin, et al. 1989). De facto, a taxa de absorção capilar decresce com a redução do diâmetro dos poros da pasta de cimento, muito embora o nível máximo atingido pela ascensão capilar tenda a ser superior (fib1 1999). Figura 5 - Distinção esquemática entre porosidade e permeabilidade ( Adaptado de EuroLightCon,1998) No que concerne à difusão de iões, verifica-se uma perda de influência da dimensão dos poros, passando o transporte a ser fortemente condicionado pela interconectividade do sistema poroso (fib1 1999). Embora se evidenciem menores difusões para baixas relações a/c, comprova-se que o transporte iónico será sobretudo regulado pelo diâmetro representativo da maior fração de poros interconectados, o diâmetro crítico (Neville 1995, Halamickova et al. 1995). Importa ainda realçar que, na porosidade intersticial, a difusão iónica continua a progredir, ainda que a baixa velocidade. Esta progressão será fundamentalmente condicionada pela tortuosidade e conectividade da estrutura porosa, bem como pela interação entre os iões e a superfície dos poros (Garboczi 1995, fib1 1999). De modo a avaliar a estrutura porosa do betão, deve também ser analisada a porosidade das zonas de interface agregado pasta, tal como ilustrado na Figura 6 (Bertolini et al. 2004, Mehta e Monteiro 2006). Nestas zonas de transição, tendencialmente mais porosas, deve também ter-se em consideração a existência de microfendilhação, que tenderá a aumentar com a dimensão do agregado, em especial nos betões de elevada resistência (Mehta e Monteiro 2006). A porosidade e microfendilhação evidenciadas nestas zonas serão tanto mais importantes quanto maior conectividade das mesmas. Assim, caso não exista qualquer conexão entre as diferentes zonas de transição, estas perderão influência, passando o fenómeno de transporte a ser regulado pela porosidade da matriz cimentícia (Garboczi 1995). Contudo, Garboczi (1995) constata que o volume e interconectividade das zonas de interface é elevada na maioria dos betões. 10

26 ZT Granito Pasta Areia Figura 6 - Microestrutura do betão evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010) Corrosão induzida por cloretos O betão, fruto da sua elevada alcalinidade, proporciona uma proteção às armaduras nele inseridas, sob a forma de uma camada de óxido desenvolvida na superfície destas (fib3 1999, Mindess et al. 2003, Bertolini et al. 2004, Mehta e Monteiro 2006). Dada a sua composição, rica em hidróxidos de cálcio, sódio e potássio, o ph do betão assume valores que ascendem frequentemente acima dos 13 (fib3 1999). Num processo de anodização, onde o Fe(OH) 2 é oxidado originando um composto conhecido por γ-fe 2 O 3, cria-se uma película de escassos nanómetros de espessura fortemente aderente à superfície das armaduras (Pourbaix 1974, Neville 1995, Bentz et al. 1999). Esta película passiva, ao limitar a presença de oxigénio e humidade nas armaduras, inibirá o processo de corrosão (fib3 1999). O processo atrás descrito é usualmente conhecido por passivação do aço. Sempre que se verifique a redução do ph para valores da ordem dos 11, ou o teor de cloretos junto às armaduras atinja o estabelecido valor crítico, ocorre a despassivação, podendo iniciar-se o processo de corrosão (Mehta e Monteiro 2006). O mecanismo de corrosão pode ser entendido com um processo eletroquímico que é função de quatro processos essenciais (Bertolini et al. 2004; Bogas 2011): - Oxidação do ferro no ânodo Processo anódico - Redução de oxigénio no cátodo Processo catódico - Transporte de eletrões através da armadura 11

27 do betão - Fluxo de iões da região catódica para a região anódica através da solução presente nos poros Sempre que se verifique uma diferença de potencial elétrico na armadura, gera-se um ambiente favorável à formação de células de corrosão, compostas por regiões catódicas e anódicas, ligadas pela água em solução nos poros da mistura, que funciona como eletrólito (Figura 7) (Neville 1995). Figura 7 - Esquema de célula de corrosão (Adaptado de Mehta e Monteiro, 2006) Quando o teor de cloretos excede o seu valor crítico, junto à armadura, ocorre a destruição da película de passivação, iniciando-se assim a corrosão induzida por cloretos, esquematizada na Figura 8 (Bertolini et al. 2004). A penetração de cloretos conduz a uma perda localizada da película protetora da armadura, consequência de ataques limitados a pequenas áreas, rodeadas de regiões não corroídas (Kropp 1995). Este fenómeno é conhecido na literatura por corrosão por picadas. Este tipo de corrosão apenas poderá ser de índole generalizado na presença de grandes concentrações de cloretos ou valores de ph muito reduzidos (Kropp 1995). A corrosão induzida por cloretos, consequência da sua natureza não uniforme, distingue-se pela formação de pequenas zonas anódicas, associadas a extensas regiões catódicas (Basher et al. 2001). Neste tipo de corrosão, a dissolução do ferro no ânodo caracteriza-se pela rapidez, provocando importantes perdas de secção na armadura (Kropp 1995). Tuutti (1982) refere perdas de secção 4 a 10 vezes superiores às geradas pela corrosão induzida por carbonatação. 12

28 Figura 8 - Esquema de corrosão induzida por cloretos (Adaptado de Neville, 1995) O mecanismo de corrosão inicia-se no ânodo, onde os iões de Cl - se combinam com os iões de ferro carregados positivamente (Fe 2+ ), formando FeCl 2. Como consequência, verifica-se uma crescente acidificação da região anódica. Os eletrões livres (2e - ), libertados no ânodo, movem-se através da armadura para o cátodo. Uma vez no cátodo, são absorvidos pelo eletrólito, onde reagem com a água e o oxigénio, originando iões de hidróxido (OH - ). A acumulação de OH - conduz a um incremento do ph nestas zonas. Circulando em solução no eletrólito, os iões OH - combinam-se com os de Fe 2+, presentes no FeCl 2, formando hidróxidos de ferro (Fe(OH) 2 ) (Neville 1995). Estes produtos da corrosão sendo expansivos, introduzem tensões que podem provocar expansão, fendilhação e, eventualmente, delaminação do betão de recobrimento e perda de aderência entre o betão e a armadura (fib3 1999, Bertolini et al. 2004, Mehta e Monteiro 2006). No processo de formação de Fe(OH) 2 são libertados iões de Cl - que, não sendo consumidos, criam condições para que a corrosão progrida indefinidamente, provocando uma dissolução acelerada do aço na zona da picada (Bertolini et al. 2004, Poulsen e Mejlbro 2006). A presença destes iões na solução dos poros conduz ainda a uma redução progressiva da resistividade do betão, estimulando o aumento da taxa de corrosão (Kropp 1995). Mesmo após a despassivação da armadura, para que o mecanismo de corrosão atrás descrito progrida, é necessário que se verifiquem em simultâneo algumas condições (Bertolini et al. 2004). A presença de água é imperativa, dado que não só funciona como eletrólito, como também toma parte nas reações catódicas (Thangavel e Rengaswamy 1998). A quantidade de oxigénio existente deve ser suficiente para a progressão das reações catódica e anódica (Mindess et al. 2003). O tipo e volume dos produtos de corrosão será função do teor de humidade e, acima de tudo, da quantidade de oxigénio presente no ânodo (fib3 1999, Bertolini et al. 2004). Todavia, para que o transporte de iões através do eletrólito possa efetivar-se, é fundamental que a resistividade do betão seja suficientemente baixa (Bertolini et al. 2004). 13

29 A resistividade é um parâmetro importante na avaliação da corrosão de estruturas de betão armado. De facto, constata-se que a probabilidade de se desenvolverem fenómenos de corrosão no betão armado diminui com o aumento da resistividade. A maior ou menor resistividade apresentada pelo betão é essencialmente condicionada pela relação a/c, pelo grau de saturação do betão e pela concentração de sais dissolvidos em solução nos poros (Costa 1997; Bogas 2011). A resistividade será tanto menor quanto maior for o valor de qualquer um dos parâmetros atrás enunciados (Mehta e Monteiro 2006). Mehta e Monteiro (2006) classificam a taxa de corrosão do betão armado, em função da resistividade, como sendo: - Desprezável (Resistividade >200 Ω.m); - Baixa (Resistividade entre 100 e 200 Ω.m); - Alta (Resistividade entre 50 e 100 Ω.m); - Muito alta (Resistividade < 50 Ω.m) Após a despassivação das armaduras, a velocidade de corrosão é controlada essencialmente pela resistividade e pela disponibilidade de oxigénio junto das armaduras (Costa 1997). Tendo presente que a resistividade é sobremaneira influenciada pelo teor de humidade do betão, Gjorv (1996) conclui que a um decréscimo de humidade relativa de 100% para 18% está associado um aumento na resistividade de 7 Ω.m para 6000 Ω.m. De acordo com o mesmo autor, os parâmetros que controlam a permeabilidade são também responsáveis pelo controlo da resistividade. Para o efeito, o autor reporta que a diminuição da relação a/c de 0,7 para 0,5 provoca uma redução duas vezes superior na resistividade. Chandra e Berntsson (2002), tentaram relacionar a massa volúmica dos betões e com a sua resistividade. De acordo com os autores, os betões de elevada massa volúmica apresentam maiores resistividades, invertendo-se a tendência com a diminuição da massa volúmica. Os resultados devem-se ao menor índice de vazios dos betões de maior massa volúmica. A contaminação do betão com iões de Cl - provoca reduções na resistividade deste que podem ascender a 50% do valor original (Browne 1980). Ainda assim, de acordo com Browne (1980), a relação a/c do betão, tal como o seu teor de cloretos, são menos influentes na resistividade que o teor de humidade. Segundo o mesmo autor, para que ocorra corrosão no betão armado, a resistividade deste deve situar-se entre os 5 KΩ.cm e os 10 KΩ.cm. Browne (1980) reporta ainda corrosões muito pouco significativas para betões com resistividades superiores a 20 KΩ.cm. Berke et al. (1991) e Hope et al. (1986) sugerem que este valor seja de 40 KΩ.cm, enquanto Gjork (1996) e Mehta (1986) apontam para valores da ordem dos 50 a 70 KΩ.cm. 14

30 2.3.3 Penetração de cloretos O ingresso de cloretos no betão processa-se, desde que este se encontre livre de fendilhação significativa, através da microestrutura porosa da pasta cimentícia, da interface agregado-pasta ou por meio de microfendas. O mecanismo de transporte envolvido no processo depende da envolvente ambiental, podendo a penetração ocorrer por absorção capilar, difusão ou a ação combinada de ambas (Kropp 1995). De um modo geral, a penetração de cloretos tende a ocorrer por absorção capilar na região superficial, progredindo por difusão para o interior do betão (Odriozola e Gutiérrez 2008). A difusão cloretos é essencialmente função do teor em água, temperatura, capacidade de fixação e a dimensão e estrutura porosa do betão. De facto, a penetração de cloretos no interior do betão apenas ocorre caso o seu teor em água permita passagens contínuas desta nos seus poros capilares (Poulsen e Mejlbro 2006). Para o efeito, Kropp (1995) sugere teores de água equilibrados com humidades relativas superiores a 60%. A microestrutura do betão é fundamentalmente condicionada pela sua composição, compactação, cura e grau de hidratação da pasta de cimento. Por sua vez, a composição da matriz cimentícia é regulada pelo tipo de cimento e relação a/c (Bertolini et al. 2004). São vários os autores que reportam reduções dos coeficientes de difusão com a diminuição da relação a/c (Chia e Zhang 2001; Kayali e Zhu 2004; Meira, et al. 2007; Odriozola e Gutierréz 2008; Bogas 2011). Resultados experimentais aludem a permeabilidades a iões Cl - 4 a 6 vezes maiores em betões com relações a/c de 0,4 a 0,5; quando comparados com outros de relação a/c de 0,32 (ACI201.2R 2001). Outro fator condicionante da composição da matriz cimentícia é a incorporação de adições pozolânicas. Estas conduzem a reduções importantes no coeficiente de difusão do betão, visíveis não só ao nível da profundidade de penetração como também na quantidade de cloretos livres (Luo et al. 2003). Em betões, na presença de adições pozolânicas, o ingresso de cloretos no betão, ao ativar reações pozolânicas, contribui para o refinamento da estrutura porosa, dificultando assim posteriores penetrações (Lorenzo et al. 2003). A penetração de cloretos no betão também é afetada pela temperatura, dado que com o seu aumento se verifica não só uma redução no ph, como na capacidade de fixação de cloretos (Kropp 1995, Hussain et al.1995). De facto, temperaturas entre os 20 e os 70ºC provocam reduções de 5 vezes no teor crítico de cloretos (Hussain et al. 1995) Teor crítico de cloretos Entende-se o teor crítico de cloretos como sendo a concentração limite acima da qual a pelicula passiva da armadura é destruída, iniciando-se assim o processo de corrosão (fib3 1999, Poulsen e Mejlbro 2006). Este teor é dependente de diversos fatores, tais como o ph do betão, o potencial eletroquímico da armadura e a existência de vazios na interface aço-betão (Bertolini et al. 2004). Dada a interdependência destes fatores com outros, facilmente se constata que o teor crítico 15

31 de cloretos depende ainda da resistividade, da concentração livre de cloretos, da composição do betão, da permeabilidade do betão de recobrimento, da temperatura e condição superficial das armaduras e do tipo de fonte de cloretos (fib1 1999, Kropp 1995). Relacionado com a disponibilidade de O 2 junto às armaduras, o potencial eletroquímico é regulado essencialmente pelo teor de humidade presente no betão. Quanto mais próximo das armaduras aceder o O 2, menor o teor de cloretos necessário para desencadear a dissolução da armadura (Bertolini et al. 2004). A qualidade da superfície de interface aço-betão exerce uma influência considerável na quantificação do teor crítico de cloretos. A existência de uma camada contínua de produtos de hidratação permite reduzir a mobilidade dos iões Cl - e limitar a redução do ph (Ann e Song 2007). Sempre que a continuidade da dita camada é interrompida pela presença de vazios ou microfendilhação, verifica-se uma acidificação local que facilita a progressão da corrosão induzida por cloretos (Bertolini et al. 2004). Estudos atribuem aumentos de 0,44% para 2,32% no teor crítico, quando ocorrem incrementos de 2 para 100 KΩcm na resistividade (Morris et al. 2004). As diferentes composições do betão, sobretudo na presença de adições, conduzem a alterações no teor crítico de cloretos. Diversos autores reportam aumentos do teor crítico de cloretos com a introdução de escórias de alto-forno no betão (Polder e Larbi 1995, Bentz et al. 1999). Por vezes, a incorporação de cinzas ou sílica de fumo no betão conduz a teores críticos de cloretos tendencialmente inferiores (Petterson 1994, Neville 1995, Arya e Xu 1995, Thomas e Matthews 2004, Bertolini et al. 2004). Estas reduções são resultado da redução do ph na solução dos poros, bem como da menor capacidade de fixação de cloretos provocada pela sílica. Ainda assim, verifica-se que as taxas de corrosão evidenciadas são inferiores às do cimento Portland (Arya e Xu 1995, Thomas e Matthews 2004) Capacidade de fixação de cloretos Aquando da sua penetração no betão, parte dos iões Cl - permanece livre na solução dos poros, enquanto a restante parte interage com a matriz de cimento, promovendo ligações físicas ou químicas com compostos da pasta (Kropp 1995, fib1 1999, Poulsen e Mejlbro 2006). Ao rácio entre a quantidade de cloretos combinados e o teor total de cloretos atribui-se a designação de capacidade de fixação de cloretos. Este parâmetro é relevante, visto ser consensual na literatura que apenas o teor livre de cloretos na solução dos poros contribui efetivamente para o fenómeno de corrosão (Kropp 1995, Thangavel e Rengaswamy 1998, fib1 1999). A capacidade de fixação, embora seja essencialmente afetada pela composição química e estrutura porosa do betão, é também função de outros fatores, tais como a temperatura e a concentração de cloretos (Kropp 1995, Bertolini et al. 2004). De facto, a capacidade de fixação será 16

32 fundamentalmente governada pela composição química do cimento, nomeadamente o teor de C 3 A no clínquer e o tipo e dosagem das adições (Kropp 1995). Existe um efeito dual associado à incorporação de adições no betão. Ao reduzirem a percentagem de clínquer na mistura, as adições são responsáveis pela diminuição da concentração de C 3 A e consequente redução da capacidade de fixação de cloretos (Kropp 1995). Ainda assim, provocam um aumento da adsorção de iões Cl - nos C-S-H, dado que conduzem a um aumento das suas fases (Bertolini et al. 2004). Apesar de as adições provocarem uma redução efetiva da concentração de C 3 A no caso de se tratarem de filer calcário ou sílica de fumo, o mesmo não sucede com a incorporação de cinzas ou escórias. Vários autores atribuem à alumina, presente em grandes quantidades nas cinzas, o aumento evidenciado no teor de C 3 A o que, associado a um possível aumento na quantidade de C-S-H resultante das reações pozolânicas, conduz a uma maior capacidade de fixação de cloretos (Neville 1995, Dinakar et al. 2008). De facto, o coeficiente de difusão de cloretos reduz-se progressivamente com a incorporação de cinzas, apesar da redução da permeabilidade ser pouco significativa. Assim, é notório que a maior capacidade de fixação se assume como fator condicionante na redução da difusibilidade (Dhir et al. 1997). As consequências da adição de sílica de fumo na capacidade de fixação encontram-se ainda envoltas em alguma incerteza, com alguns autores a reportarem reduções da capacidade de fixação de cloretos, enquanto outros sugerem que a adição de micro-sílica incrementa a capacidade de fixação ao reduzir a concentração de OH - (Arya e Xu 1995, Asrar et al.1999) Durabilidade nos BEAL As grandes diferenças entre os Betões Estruturais de Agregados Leves (BEAL) e os Betões de Agregados Naturais (BAN) são a porosidade e a massa volúmica. Nos BEAL, o agregado leve é geralmente mais poroso que a matriz cimentícia, podendo constituir-se como um caminho preferencial para a penetração de substâncias (Figura 9). Considerando apenas a porosidade global conjunta dos agregados e da pasta, a porosidade nos BEAL pode ascender ao triplo da evidenciada pelos BAN. Com o aumento da porosidade, aumenta também a probabilidade de interconectividade dos poros, sendo espectável uma menor resistência à penetração de água e cloretos nos BEAL (Liu, et al. 2010). Contudo, o sistema compósito agregado-pasta deve ser analisado como um todo. De facto, a permeabilidade de um dado material é regulada sobretudo pela sua porosidade aberta, condicionada pela conectividade e acessibilidade da estrutura porosa. Assim, dado que as partículas de agregado leve se encontram, em geral, igualmente distribuídas e embebidas na densa pasta de cimento, verifica-se que não é fácil a penetração de substâncias no seu interior (Liu, et al. 2010). Sakurai et al. (1991) comprova isso mesmo, avaliando a permeabilidade de argamassas com relação a/c de 0,45 face a BEAL com igual relação a/c. Ainda assim, o efeito de isolamento das partículas de agregado 17

33 leve atrás mencionado é essencialmente válido para pastas de cimento de elevada qualidade, associadas a zonas de interface menos porosas. Sempre que a pasta apresente uma estrutura porosa aberta, micro-fendilhação ou zonas de transição de porosidade superior, é de esperar um aumento da porosidade dos BEAL (EuroLightConR2 1998). Todavia, estando os BEAL usualmente associados a pastas de menor relação a/c e menor volume de agregados, face aos BAN de igual resistência, é razoável admitir que as suas matrizes cimentícias apresentem melhor qualidade e a porosidade e proporção das zonas de transição seja inferior (Bogas 2011). Figura 9 - Esquematização da estrutura porosa de um betão de agregados leves grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010) Nos betões onde o agregado fino natural, cuja porosidade é desprezável, é substituído por agregado fino leve; verifica-se uma maior facilidade na penetração de substâncias, correlacionada com o aumento de porosidade da mistura (Figura 10) (Liu, et al. 2010). Nyame (1985) reporta que argamassas incorporando agregado fino leve, com relação a/c de 0,47, apresentam o dobro da permeabilidade das argamassas de agregado natural. Também Al-Khaiat e Haque (1999) mencionam permeabilidades superiores em BEAL incorporando agregados finos leves, em relação aos betões de agregados naturais (BAN), com período de cura de 28 dias e resistência à compressão teórica de 50 MPa em ambos os casos. Todavia, Thomas (2006) reporta condutibilidade elétrica (determinada por ASTM C 1202) e penetrabilidade de cloretos significativamente inferior em BEAL incorporando agregados finos leves, com relação a/c de 0,30 e incorporando sílica de fumo, face a BAN de igual composição. Mais recentemente, Binici et al. (2012) concluem que a incorporação de agregados granulados de escórias de alto-forno conduz a valores de permeabilidade à água inferiores aos obtidos nos BAN de referência, para cilindros de 15cm de diâmetro, 30 cm de altura, com furação interior de 2 cm e sujeitos a cura húmida de 60 dias. Zhang e Gjørv (1991), verificam que sempre que a resistência da matriz cimentícia é incrementada em demasia, a permeabilidade dos BEAL tende a apresentar valores superiores ao dos 18

34 BAN de igual resistência. Segundo os autores, tal facto é devido ao incremento da rigidez da argamassa, que aproxima a compatibilidade elástica dos agregados naturais (A.N) com a argamassa, penalizando a compatibilidade nos BEAL. Nos BAN, a pasta de cimento nas zonas de interface é geralmente mais porosa que a restante pasta da matriz cimentícia, como consequência do "Efeito de Parede" associado aos agregados naturais, facilitando o ingresso de água e iões no betão (Lui et al. 2010). Nos BEAL, constata-se que a maior porosidade superficial do agregado, associada à maior hidratação da pasta, devida aos fenómenos de cura interna, resultam na formação de melhores zonas de interface. A maior compatibilidade elástica entre os agregados leves e a pasta de cimento é responsável pela obtenção de menores níveis de micro-fendilhação nestas mesmas regiões (Bogas 2011). Segundo Bentz (2009), a permeabilidade em betões com 31% de agregados finos leves é 25% menor que em betões de agregados naturais. O autor atribui o resultado à melhoria das zonas de interface e maior hidratação devida a cura interna. A Figura 11 é elucidativa da qualidade da zona de interface que pode ser atingida num betão de agregados leves. Figura 10 - Esquematização da estrutura porosa de betão de agregados leves finos e grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010) A absorção capilar nos BEAL é condicionada pelo teor de humidade dos agregados, sendo vários os autores que referem uma menor absorção capilar associada a betões com agregados inicialmente secos, em contraponto com os resultados obtidos para betões onde os agregados se encontram previamente saturados (Punkki e Gjorv 1995; Elsharief et al. 2005). Punkki e Gjorv (1995), atribuem os resultados à existência de zonas de interface mais porosas nos betões de agregados sujeitos a saturação inicial. Contudo, Bogas (2011) reporta resultados que não confirmam o sugerido por estes autores. 19

35 Alguns autores reportam absorções capilares semelhantes nos BEAL e nos BAN, não se verificando indícios de participação significativa dos agregados leves no mecanismo de absorção (Bogas 2011; Lui, et al. 2010). Segundo Lui, et al. (2010), este resultado, obtido através da analise de betões com relação a/c de 0,38, deve-se à menor acessibilidade da água aos poros dos agregados leves, e à maior dimensão dos poros que compõe os agregados, que corta a taxa de absorção da água por capilaridade no seu interior. Contudo, os autores verificam que na fase inicial dos ensaios, os BEAL evidenciam absorções capilares superiores às dos BAN, atribuindo o sucedido à porosidade aberta dos BEAL, como consequência do corte dos espécimes. Areia ZT AGL Pasta Figura 11 - Estrutura microscópica de BEAL evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010) Nos BEAL, a qualidade da zona de interface, devido aos fenómenos de cura interna, faz com que a penetração da água ocorra preferencialmente pela pasta, em oposição ao sucedido nos BAN, onde ambas as fases desempenham um papel importante no transporte (Vaysburd 1992). O acréscimo de hidratação devido à saturação dos agregados leves pode ainda conduzir à redução da porosidade capilar, traduzida num aumento da proporção de poros de gel e da tortuosidade da matriz porosa, dificultando a absorção (Lui, et al. 2010). Este efeito é verificado por Henkensiefken et al. (2009), que atribuem as reduções verificadas nos coeficientes de absorção de água, ao efeito de cura interna proporcionado pela introdução de areia fina leve saturada nos betões. Assim sendo, a elevada qualidade da pasta que envolve os agregados pode limitar a participação dos agregados leves no processo de absorção capilar. Sempre que se verifique um 20

36 empobrecimento destas zonas, ou a incorporação de agregados muito absorventes, é expectável que os agregados possam participar no processo de transporte (Bogas 2011). Nos BAN, por sua vez, as zonas de transição agregado-pasta apresentam-se associadas a maior porosidade. Os agregados naturais atuam como barreiras que a água tem de contornar para poder progredir no interior do betão (Lui, et al. 2010). Nos BAN de elevada resistência, a compatibilidade elástica agregado-pasta tende a ser elevada, sendo menos importantes os efeitos da microfendilhação, presente em betões de menor resistência e relação a/c superior (Bogas 2011). Não obstante o enunciado, Bogas (2011) verifica que os BEAL podem apresentar valores de absorção finais ligeiramente superiores aos evidenciados pelos BAN. Segundo o autor, tal facto resulta da maior absorção inicial deste tipo de betões, aliada à possível participação dos agregados leves no mecanismo de absorção, para maiores períodos de exposição Penetração de cloretos nos BEAL A resistência à penetração de cloretos no betão é função dos coeficientes de difusão dos agregados, matriz cimentícia e zonas de interface agregado-pasta. Nos BEAL, ainda que a difusão possa ocorrer pelos agregados, que evidenciam coeficientes de difusão superiores aos agregados naturais e inferiores aos de pastas de composições correntes, verifica-se que esta depende sobretudo da qualidade da pasta e das zonas de interface (Lui, et al. 2010; Bogas 2011). São vários os autores que reportam que a resistência à penetração de cloretos nos BEAL pode ser idêntica à evidenciada pelos BAN (Chia e Zhang 2001; Kayali e Zhu 2004; Lui, et. al 2010; Bogas 2011). Lui, et al. (2010) verificam que, em betões de relação a/c de 0,38, a carga elétrica passada aos 28 dias no ensaio Rapid Chloride Penetrability Test (RCPT), realizado de acordo com ASTM C 1202, é relativamente idêntica em BAN e em BEAL com agregados grossos leves de argila. De facto, os autores reportam valores de carga elétrica passada de 2528 Coulomb em BAN e 2385 e 3676 Coulomb em BEAL. Ao maior valor de carga elétrica passada, corresponde um betão de menor massa volúmica, composto por agregados leves de porosidade superior. Estes resultados são concordantes com os obtidos pelos autores nos ensaios de migração acelerada, efetuados de acordo com o método proposto pela NT Build 492, para os quais reportam coeficientes de difusão de 6,5 e 10,4 x10-12 m 2 /s em BEAL de agregados grossos leves e 8,8 x10-12 m 2 /s em BAN. Tal como comprovado nos ensaios RCPT, verifica-se que o coeficiente de difusão correspondente ao BEAL composto por agregados leves de menor porosidade é ligeiramente inferior ao evidenciado pelo BAN. Segundo os autores, apesar da incorporação de agregados de porosidade superior, os BEAL apresentam pastas de porosidade inferior, devido aos fenómenos de cura interna e consequente melhoria das zonas de transição. 21

37 Kockal e Ozturam (2010), recorrendo ao ensaio RCPT, verificam que, aos 28 dias, diversos BEAL de agregados grossos leves e relação a/l de 0,26 com incorporação sílica, apresentam resultados sensivelmente idênticos aos registados para BAN de igual relação a/l. De facto, os autores reportam que, com exceção dos betões de agregados leves enformados a frio, os BEAL evidenciam, inclusivamente, cargas elétricas passadas ligeiramente inferiores às evidenciadas pelos BAN. Güneyisi et al. (2013) registam, através de ensaios RCPT, valores de carga elétrica passada, aos 28 dias, entre 2755 e 7784 Coulomb em BEAL de agregados leves grossos rolados a frio e entre 1384 e 3378 Coulomb em BEAL de agregados leves grossos sinterizados, para betões de relação a/l de 0,35 ou 0,55, podendo ou não contemplar inclusão de 10% de sílica de fumo. Bogas (2011) refere que, para betões com cimento tipo I e relação a/c entre 0,35 e 0,45, o coeficiente de difusão de cloretos, obtido através de ensaios de migração acelerada (RCMT), realizados de acordo com a especificação E 463 (2004), assume a mesma ordem de grandeza nos BAN e nos BEAL, embora seja ligeiramente superior nos últimos. Para as diversas composições estudadas, o autor reporta coeficientes de difusão aos 28 dias, que variam numa gama entre 3,4 e 17,8x10-12 m 2 /s nos BEAL e entre 5,8 e 11,5 x10-12 m 2 /s nos BAN. Dadas as reduzidas diferenças entre os betões analisados, os resultados confirmam a maior preponderância da qualidade da pasta na resistência à penetração de cloretos. O autor atribui a igualdade de desempenho entre os BEAL e os BAN à menor acessibilidade dos agregados leves situados na região mais interna dos espécimes. A menor disponibilidade de água nestes agregados, indispensável nos processos de difusão e migração, é atribuída aos fenómenos de auto-dessecação e cura interna do interior dos espécimes. Note-se que na campanha experimental realizada pelo autor, os betões foram sujeitos a cura em água apenas durante 7 dias, tendo sido mantidos em atmosfera de 50% de humidade relativa nos restantes dias até perfazer a idade de ensaio. O aumento do tempo de cura conduz, tendencialmente, a uma maior resistência ao ingresso de iões no betão ( EuroLightCon 1999; Haque, Khaiat, Kayali 2002; Bogas 2011). No EuroLightCon (1999) verifica-se que, para períodos de exposição a cloretos curtos, o coeficiente de difusão de cloretos decresce com o aumento do tempo de cura, sendo independente deste para períodos de exposição mais longos. O tipo de cimento e adições empregues no betão resulta em respostas diferenciadas no seu comportamento face ao ingresso de iões Cl -. Kayali e Zhu (2004), através do estudo de lajetas de relação a/c 0,6, 0,34 e 0,35, parcialmente submersas em solução de cloreto de sódio, sugerem que a adição de 23% de cinzas volantes por massa de cimento provoca uma redução na difusão de cloretos no betão. Também Bogas (2011), reporta valores de coeficiente de difusão inferiores com inclusão de cinzas volantes como adição, fruto do maior refinamento e capacidade de fixação de cloretos. Segundo o autor, a substituição de cimento por diferentes percentagens de cinzas, em betões de relação a/l de 0,35 conduz a piores resultados, aos 28 dias, do que os obtidos nos betões de referência. A tendência inverte-se aos 365, onde os betões de cinzas registam resultados melhores 22

38 que os observados nos betões de referência. De acordo com o autor, tal facto deve-se ao maior período de cura destes betões, que permite o desenvolvimento das reações pozolânicas esperadas neste tipo de misturas. Também Kockal e Ozturam (2010), reportam reduções no coeficiente de difusão aos 56 dias, em relação aos valores obtidos aos 25 dias, devido à reatividade pozolânica da sílica de fumo, que densifica a microestrutura do betão. Bogas (2011) e Güneyisi et al. (2013) obtêm resultados concordantes com o estabelecido pelos seus antecessores. Em betões de elevada resistência, a estrutura porosa é geralmente tão refinada e densa que limita significativamente o ingresso de iões (Kockal e Ozturam 2010). A adição de filer calcário em substituição do cimento, conduz geralmente a menores resistências à penetração de cloretos. Este efeito deve-se ao menor grau de interação química dos compostos hidratados da pasta de cimento com os iões Cl -, fruto da diminuição da quantidade de clínquer e à menor fração de produtos de hidratação, que resulta em pastas com maior porosidade (Bogas 2011). 23

39 3. Campanha Experimental 3.1 Introdução Na presente secção do resumem-se os vários procedimentos e ensaios realizados no decorrer da campanha experimental, tendo em vista a caracterização da resistência à penetração de cloretos em BEAL produzidos com diferentes tipos de agregados, teores e tipos de materiais cimentícios. Para o efeito, apresenta-se uma breve descrição da metodologia utilizada, fazendo alusão às normas correspondentes aos ensaios preconizados. Ressalva-se ainda o facto de toda a campanha experimental ter decorrido no Laboratório de Construção, do Departamento de Engenharia Civil e Arquitetura do Instituto Superior Técnico. 3.2 Planeamento A campanha experimental dividiu-se em fases distintas. Numa primeira fase, procedeu-se à formulação dos betões a produzir no âmbito da dissertação, seguindo-se a determinação das quantidades de material necessárias para assegurar o decorrer da campanha. Seguidamente, procedeu-se à caracterização dos materiais utilizados na produção dos betões. Em relação ao cimento e adições, foram adotados os valores fornecidos pelo fabricante. Assim, apenas se procedeu à caracterização dos agregados, cujos ensaios se encontram descritos no Quadro 2 e no Quadro 3. Por fim, procedeu-se à produção dos betões e à realização dos respetivos ensaios em estado fresco e endurecido. No Quadro 4 encontram-se resumidos os ensaios realizados no estado fresco e no Quadro 5 os referentes ao ensaio de betões no estado endurecido. Quadro 2 - Ensaios relativos aos agregados finos Ensaio Norma Análise granulométrica NP EN / NP EN Baridade Massa volúmica e absorção de água NP EN NP EN

40 Quadro 3 - Ensaios relativos aos agregados grossos Ensaio Norma Análise granulométrica NP EN / NP EN Massa volúmica e absorção de água Baridade NP EN NP EN Índice de forma NP EN / NP EN Quadro 4 - Ensaios em betão no estado fresco Ensaio Abaixamento Massa volúmica Norma NP EN NP EN Quadro 5 - Ensaios em betão no estado endurecido Ensaio Massa volúmica Absorção por capilaridade Resistência à compressão Resistividade Resistência à penetração de cloretos Norma NP EN LNEC E393 NP EN TC 154 da RILEM LNEC E Materiais, composição e formulação das misturas De modo a abranger uma gama significativa de classes de resistência e massa volúmica, foram definidas diversas composições de betão, com o intuito de englobar no estudo os betões leves estruturais mais correntes Materiais utilizados Para o efeito, foram considerados os agregados cujas principais propriedades físicas se resumem nos Quadros 6 e 7. Foram utilizados: dois tipos de areias naturais siliciosas (Areia grossa e Areia fina); dois tipos de britas calcárias (Bago de arroz e Brita 1); dois tipos de agregados leves de argila expandida (Leca e Argex); um agregado leve de ardósia expandida (Stalite); um agregado leve de cinzas volantes sinterizadas (Lytag). 25

41 Quadro 6 - Características físicas dos agregados naturais Areia natural siliciosa Agregados naturais calcários Propriedade Areia Fina Areia Grossa Brita 1 Bago de Arroz Absorção de água às 24 h (%) 0,19 0,26 0,35 0,73 Massa volúmica das partículas secas em estufa (Kg/m 3 ) Massa volúmica das partículas saturadas com sup. Seca (kg/m 3 ) Baridade seca em amostra não compactada (Kg/m 3 ) Índice de forma x x x x 20 Sl Sl 40 Quadro 7 - Características físicas dos agregados leves Agregados leves Propriedade Leca Stalite Lytag Argex 2-4 Argex 3-8F Absorção de água às 24 h (%) 15,81 3,57 17,92 21,38 19,28 Massa volúmica das partículas secas em estufa (Kg/m 3 ) Massa volúmica das partículas saturadas com sup. Seca (kg/m 3 ) Baridade seca em amostra não compactada (Kg/m 3 ) Índice de forma 1 Sl Sl 15 0 Sl 15 2 Sl 15 1 Sl 15 No Quadro 8 encontram-se resumidas as principais propriedades geométricas dos agregados estudados, sendo apresentadas também as curvas granulométricas dos mesmos nas Figuras 12 a

42 Malha (mm) Areia Fina Quadro 8 - Propriedades geométricas dos agregados Agregados Naturais Areia Grossa Brita 1 Passado Acumulado (%) Bago de Arroz Agregados Leves Leca Stalite Lytag Argex 2-4 Argex 3-8F ,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 31,5 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100, ,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 100,00 12,5 100,00 100,00 98,61 100,00 98,76 84,83 99,65 100,00 100,00 11,2 100,00 100,00 92,68 100,00 95,78 62,13 97,02 100,00 100, ,00 100,00 82,27 100,00 91,03 46,64 90,17 100,00 98, ,00 99,91 48,89 99,91 72,74 18,66 54,61 98,96 26,78 6,3 100,00 99,39 16,84 99,62 47,57 5,18 22,76 37,00 0,69 5,6 100,00 98,95 6,75 94,52 33,87 2,77 14,46 22,42 0, ,99 97,04 0,87 34,05 4,02 1,03 6,30 5,78 0,05 3,35 99,96 94,96 0,52 18,02 x x X x x 2 99,93 82,37 0,32 3,23 0,51 0,47 4,15 0,22 0, ,36 45,83 0,30 1,30 0,36 0,40 3,61 0,10 0,03 0,5 79,78 12,59 0,30 1,12 0,34 0,37 3,39 0,09 0,03 0,25 17,76 2,91 0,30 1,12 0,32 0,32 3,23 0,09 0,03 0,125 0,31 1,12 0,30 1,12 0,29 0,27 2,78 0,09 0,03 0,063 0,03 0,86 0,30 1,12 0,24 0,20 1,90 0,09 0,03 Refugo 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 D máx 1,00 3,35 10,00 5,60 10,00 12,50 10,00 8,00 10,00 d min 0,13 0,25 6,30 3,35 4,00 8,00 5,60 4,00 6,30 Gc Gc Gc Categoria GF85 GF85 Gc 80/20 Gc 85/20 Gc 85/20 Gc 85/20 85/20 80/20 85/20 MF 2,00 3,36 6,50 5,60 6,20 6,80 6,20 5,90 6, Brita 1 Bago de Arroz ,063 0,125 0,25 0, ,35 4 5,6 6, ,212,5 16 Figura 12 - Curvas granulométricas dos agregados de brita calcária 27

43 Leca Stalite Lytag ,063 0,125 0,25 0, ,6 6, ,2 12,5 16 Figura 13 - Curvas granulométricas dos agregados leves Leca, Stalite e Lytag Argex 2-4 Argex 3-8F ,063 0,125 0,25 0, ,6 6, ,2 Figura 14 - Curvas granulométricas dos agregados leves de Argex Areia Grossa Areia Fina ,063 0,125 0,25 0, , Figura 15 - Curvas granulométricas dos agregados de areia natural siliciosa 28

44 3.3.2 Ensaios de caracterização dos agregados Neste subcapítulo será efetuada um breve síntese dos ensaios utilizados na caracterização das propriedades dos agregados, cujos valores se encontram resumidos nos Quadros 6 e 7 e nas Figuras 12 a Análise granulométrica Os ensaios de granulometria (Figura 16), realizados de acordo com as normas NP EN e NP EN 12620, consistem na separação do material, por meio de um conjunto de peneiros, em diversas classes granulométricas, de granulometria decrescente. Seguidamente, efetua-se a relação entre a massa das partículas retida nos diversos peneiros e a massa inicial, sendo as percentagens cumulativas passadas em cada peneiros apresentadas sob a forma de gráficos, as curvas granulométricas. A percentagem de material retido em cada peneiro é dada pela expressão (3.1) (3.1) onde; - percentagem de material retido em cada peneiro, - massa da amostra seca, - massa de material retido em cada peneiro. O ensaio é considerado inválido quando a soma das massas M 2 e resíduo (massa de material passada pelo último dos peneiros da série) difira mais do que 1% da massa M 1. Figura 16 - Ensaio de análise granulométrica 29

45 Massa volúmica e absorção de água Realizados de acordo com a norma NP EN , estes ensaios consistem na determinação da massa volúmica através da relação da razão entre massa e volume (Figuras 17 e 18). A massa é obtida por meio da pesagem do provete com as partículas saturadas com superfície seca e de nova pesagem do conjunto após secagem em estufa. O volume é determinado a partir da massa de água deslocada, que se obtém através da pesagem do provete. Figura 17 - Ensaio de absorção capilar Figura 18 - Picnómetro com agregados leves Baridade Os ensaios de baridade, efetuados de acordo com a norma NP EN , consistem no preenchimento e pesagem de um recipiente de dimensões específicas com o agregado em estudo, de forma a determinar a massa seca dos agregados. A baridade, dada pela média dos valores obtidos para três amostras, calcula-se, para cada amostra, por meio da expressão (3.2) (3.2) onde; - baridade de cada amostra; - massa do recipiente; - massa do conjunto recipiente+agregado ; - volume do recipiente. 30

46 Índice de forma Os ensaios do índice de forma, efetuados de acordo com as normas NP EN e NP EN 12620, consistem na classificação das partículas individuais de amostras de agregado grosso, em função da relação entre o seu comprimento (L) e a espessura (E), medidos com recurso a um paquímetro. O índice de forma corresponde à massa das partículas, com razão L/E > 3, em percentagem da massa total seca das partículas ensaiadas Composição das misturas Na definição das composições foram considerados vários tipos e teores de ligante - CEM I 42,5 R; CEM II A-V(85% CEM I 42,5 R + 15% cinzas volantes); CEM II B-V(70% CEM I 42,5 R + 30% cinzas volantes); CEM II/A-D(1)(94% CEM I 42,5 R + 6% sílica de fumo); CEM II/A-D(2)(91% CEM I 42,5 R + 9% sílica de fumo); CEM IV/A (70% CEM I 42,5 R + 20% cinzas volantes + 10% sílica de fumo) e CEM IV/B (50% CEM I 42,5 R + 40% cinzas volantes + 10% sílica de fumo) - assim denominados de acordo com as especificações da norma NP EN O volume de agregado grosso, estipulado em 350 l/m 3 para qualquer uma das composições, encontra-se assim arbitrado de modo a permitir a produção de betões de reduzida massa volúmica sem que se comprometa a estabilidade das misturas no estado fresco. Note-se que o volume de areia referido nos quadros corresponde ao volume total utilizado, que na realidade se traduz em 70% de areia grossa e 30% de areia fina. Na formulação das misturas, houve o cuidado de produzir betões de igual composição, ajustando as curvas granulométricas dos diferentes agregados à granulometria de uma agregado de referência (Leca). Nos Quadros 9 a 11, encontram-se descritas as diversas misturas preconizadas, para os vários tipos de agregado e relação a/l em estudo. Para a determinação das composições, recorreu-se ao método da curva de referência de Faury, tendo também em consideração a exequibilidade dos betões e o facto de nos BEAL, a resistência e a massa volúmica serem condicionadas pelo tipo e volume de agregado. Importa ainda ressalvar que, na produção dos betões de relação a/l 0,35 e 0,45, recorreu-se à introdução de superplastificante de base policarboxílica na mistura, em percentagens de 0,7 e 0,3% do teor de ligante, respetivamente. O cimento utilizado, tipo I 42,5 R, foi produzido pela SECIL na fábrica do Outão, as cinzas volantes provêm da central termoelétrica de Sines, a sílica de fumo, tal como o superplastificante, foram fornecidos pela empresa BASF. As principais propriedades destes materiais encontram-se descritas no Anexo 3, sendo que no Quadro 12 se encontram resumidas algumas das características físicas, químicas e mecânicas do cimento. 31

47 A.N / Leca/ Stalite Lytag Argex Quadro 9 - Composição dos diversos betões de agregado leve Argex Betão A/L Cimento Cinzas Volantes Sílica de Fumo Teor de Cimento (Kg/m 3 ) Vol. Agr. Grosso (l/m 3 ) Vol. Areia (l/m 3 ) Vol. Água (l/m 3 ) CEM I 0,35 100% ,5 CEM I 100% CEM II/A-V 0,45 85% 15% CEM II/B-V 70% 30% CEM I 0,55 100% ,5 180 Quadro 10 - Composição dos diversos betões de agregado leve Lytag Betão A/L Cimento Cinzas Volantes Sílica de Fumo Teor de Cimento (Kg/m 3 ) Vol. Agr. Grosso (l/m 3 ) Vol. Areia (l/m 3 ) Vol. Água (l/m 3 ) CEM I 0,35 100% ,5 CEM I 100% - - CEM II/A-V 0,45 85% 15% CEM II/B-V 70% 30% CEM II/A-D(1) 94% - 6% 307 CEM I 0,55 100% , Quadro 11 - Composição dos betões de agregados naturais e agregados leves Leca e Stalite Betão A/L Cimento CEM I Cinzas Volantes Sílica de Fumo 100% - - Teor de Cimento (Kg/m 3 ) Vol. Agr. Grosso (l/m 3 ) Vol. Areia (l/m 3 ) CEM II/A-V 85% 15% CEM II/B-V 70% 30% CEM II/A-D(1) 0,35 94% - 6% CEM II/A-D(2) 91% - 9% 309 CEM IV/A 70% 20% 10% 299 CEM IV/B 50% 40% 10% 290 CEM I 100% - - CEM II/A-V 85% 15% CEM II/B-V 70% 30% CEM II/A-D(1) 0,45 94% - 6% CEM II/A-D(2) 91% - 9% 305 CEM IV/A 70% 20% 10% 296 CEM IV/B 50% 40% 10% 288 CEM I 100% - - CEM II/A-V 85% 15% CEM II/B-V 70% 30% CEM II/A-D(1) 0,55 94% - 6% CEM II/A-D(2) 91% - 9% 310 CEM IV/A 70% 20% 10% 303 CEM IV/B 50% 40% 10% Vol. Água (l/m 3 ) 157, ,5 32

48 Quadro 12 - Ficha técnica do cimento (CEM I 42,5 R) Características Propriedades Método de ensaio Químicas Valor Especificado Perda ao fogo NP EN % Resíduo insolúvel NP EN % Mecânicas Resis. Compressão (28 dias) NP EN ,5 62,5 (Mpa) Físicas Principio de presa NP EN min 3.4 Produção do Betão Procedimento Baseado na metodologia utilizada por Bogas (2011), o processo empregue na produção dos betões visa minimizar os efeitos de absorção de água em betões de agregados leves. O procedimento de produção e cura do betão é composto pelas fases de pesagem, betonagem, moldagem e compactação e, finalmente a cura Pesagem dos constituintes do betão No decorrer da campanha experimental, procedeu-se invariavelmente à determinação do teor em água dos agregados grossos de Leca, Stalite e Lytag. Tal deve-se à necessidade de acerto da água de amassadura, fruto da pré-saturação a que estes agregados foram previamente sujeitos, de modo a minimizar a absorção de água durante a mistura. A pré-saturação consistiu na submersão dos agregados durante um período de 24 horas, seguido de secagem com superfície seca e condicionamento em barricas fechadas. De modo a confirmar a adequabilidade do método e a garantir reduzidas absorções de água pelos agregados durante a fase de produção dos betões, foi analisado o teor de água dos agregados após 30 minutos de mistura. Em geral, verificaram-se variações pouco significativas entre o teor em água inicial e o teor de água ao fim de 30 minutos, garantindo-se o controlo da quantidade de água e da relação a/c efetiva das misturas Betonagem Finda a pesagem dos constituintes procedeu-se à realização das amassaduras. O procedimento adotado nas amassaduras é o esquematizado na Figura 20, com exceção dos betões que contêm sílica de fumo, cuja sequência se encontra ilustrada na Figura 21. Para a produção do betão recorreu-se à misturadora de eixo vertical fixo e descarregamento de fundo, ilustrada na Figura

49 Figura 19 - Misturadora de eixo vertical com amassadura em progresso Imediatamente antes do inicio das amassaduras, procedeu-se ao barramento da misturadora com argamassa de modo a reduzir perdas. Após a mistura, todos os betões produzidos foram sujeitos ainda a misturação manual adicional, de modo a garantir uma maior homogeneidade da mistura. Figura 20 - Procedimento geral das amassaduras Figura 21 - Procedimento de amassaduras com sílica de fumo como adição 34

50 Moldagem e compactação Após a realização dos ensaios do betão no estado fresco, procedeu-se à betonagem dos moldes plásticos e à respetiva compactação com recurso a vibrador de agulha, como se ilustra na Figura 22. A vibração foi realizada de acordo com a norma NP EN (2000). Na vibração dos BEAL, nomeadamente os de menor massa volúmica, foi ajustado o tempo de vibração de modo a evitar a ocorrência de segregação, sem que no entanto se comprometesse a compacidade da mistura. Em geral, o tempo de vibração demorou entre cerca de 10 a 20s. Os provetes assim produzidos permaneceram no interior dos moldes, cobertos por película plástica, durante sensivelmente 24 horas, de molde a limitar os efeitos da retração plástica, período após o qual se procedeu à desmoldagem dos mesmos. Para os ensaios de compressão foram produzidos três provetes cúbicos de 15 cm de aresta para cada composição estudada. Para os ensaios de absorção capilar produziu-se um provete cilíndrico de 15 cm de diâmetro e 30 cm de aresta para cada um das composições, tendo-se também produzido um provete cilíndrico de 10,5 cm de diâmetro e 25 cm de altura para cada composição para os ensaios de penetração de cloretos, e outro com igual geometria para os ensaios de resistividade elétrica. Para a determinação da massa volúmica das misturas foram produzidos 2 provetes cúbicos de 10 cm de aresta para cada composição. Figura 22 - Vibração de betão em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha Cura Após a desmoldagem, procedeu-se à identificação dos provetes, seguindo-se a colocação em cura (Figura 23), de acordo com o mencionado no Quadro 13, em função dos diferentes tipos de ensaios realizados. 35

51 Figura 23 - Provetes em camara de cura húmida Quadro 13 - Descrição das dimensões físicas dos provetes e condições de cura referentes ao diferentes ensaios em estado endurecido Ensaio Absorção de água - capilaridade Tipo de molde Cilindro plástico Dimensões do provete (cm) 15 x 30 Corte (15 x 5) Resistência à compressão Cubo plástico 15 x 15 x 15 Resistência à penetração de cloretos Resistividade Cilindro em PVC Cilindro em PVC 10,5 x 25 Corte (10,5 x 5) 10,5 x 25 Corte (10,5 x 5) Processo de cura Cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa a 95%;Corte; 7 dias em câmara seca com temperatura a 22± 2 ºC e humidade relativa a 50 ± 5%; 3 dias em estufa a 60 ºC ; 10 dias em estufa a 60 ºC com espécimes envolvidos em celofane; 1 dia a temperatura de ambiente de ensaio Cura em câmara húmida com humidade relativa a 95% Cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa a 95%; Corte; 21 dias em câmara seca com temperatura a 22 ± 2 ºC e humidade relativa a 50 ± 5% Cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa a 95%; Corte; 14 dias em câmara húmida com humidade relativa a 95%; 7 dias em câmara seca com temperatura a 22 ± 2 ºC e humidade relativa a 50 ± 5% 3.6 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Fresco Seguidamente, apresenta-se a metodologia utilizada na realização dos ensaios de caracterização dos betões no estado fresco, que foram adotados no presente trabalho. 36

52 3.6.1 Ensaio de abaixamento Definido na norma NP EN (2002), o ensaio de abaixamento consiste no preenchimento de um molde troco cónico de 30 cm de altura, aberto nas duas extremidades, seguido de compactação por apiloamento em três camadas, após a qual se procede à remoção do molde na vertical. Findo o processo, é registado o valor de abaixamento do betão, dado pela diferença entre a altura do molde e a face superior da amostra. Segundo a norma NP EN (2005), dada a variabilidade do ensaio, nos betões em que se verifique que o valor de abaixamento registado não se situe entre 10 a 210 mm, o ensaio não deverá ser considerado. Este ensaio encontra-se ilustrado na Figura 24. Figura 24 - Ensaio de abaixamento do betão Ensaio de determinação da massa volúmica fresca Realizado segundo a norma NP EN (2002), o ensaio de massa volúmica do betão em estado fresco consiste no enchimento e compactação por vibração em duas camadas, de um balde de 10 l de capacidade. Posteriormente é registada a massa e determinada a massa volúmica do betão fresco. 3.7 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Endurecido Nesta secção procura-se descrever o procedimento experimental utilizado na realização dos ensaios de caracterização mecânica do betão, nomeadamente o de resistência à compressão, e de 37

53 durabilidade, neste caso, absorção capilar, resistividade e resistência à penetração acelerada de cloretos (RCMT). As condições de cura dos betões, referentes aos ensaios que seguidamente se expõem, já se encontram descritas no presente documento, vide capítulo Determinação da massa volúmica do betão em estado endurecido A massa volúmica do betão no estado endurecido foi determinada de acordo com a norma NP EN (2001) tendo-se, para o efeito, procedido à pesagem dos provetes ao ar, m ar, e imersos em água, m água, sendo esta propriedade dada pela expressão (3.3) - (3.3) onde; - massa volúmica - massa dos provetes ao ar - massa dos provetes imersos em água Ensaio de resistência à compressão Os ensaios de resistência à compressão (Figura 25), realizados segundo as especificações da norma NP EN (2001), foram efetuados na prensa TONI PACT 3000, com capacidade de carga até 3000 KN, e controlo de força através da unidade FORM+TEST SEIDNER. Os ensaios foram efetuados aos 28 dias, tendo-se ensaiado três provetes cúbicos de 15 cm de aresta, por cada composição estudada. Os ensaios foram realizados para uma velocidade de carga de 13,5 KN/s. Figura 25 - Provete submetido a ensaio de resistência à compressão Ensaio de absorção capilar Os ensaios de absorção capilar (Figura 26) foram realizados de acordo com a especificação E 393 (1993). Estes ensaios consistem basicamente na colocação de uma das extremidades do provete em contacto direto com uma lâmina de 5mm de água, seguindo-se o registo periódico do incremento de massa do espécime, bem como da altura de ascensão capilar, resultante da absorção de água. Os 38

54 ensaios têm a duração de 72 horas, tendo-se procedido ao registo dos valores observados aos 10, 20, 30, e 60 minutos e 3, 6, 24 e 72 horas, respetivamente. Embora não se encontrem previstas na norma as medições nos períodos iniciais (10, 20, 30 e 60 min), estes foram considerados de modo a possibilitar a definição de coeficientes de absorção na fase inicial do ensaio. Para cada composição foram ensaiados 3 espécimes de 150 mm de diâmetro e 50 mm de espessura, resultantes do corte de cilindros de 300 mm de comprimento. Ressalva-se ainda que, ao invés do sugerido pela especificação E 393, optou-se pela utilização provetes com 50 mm de altura, tal como proposto noutras publicações (TC116-PCD 1999). Para cada composição, foi ainda definido o coeficiente de absorção capilar, que resulta da regressão linear com t, dada pelos valores registados entre os 20 minutos e as 6 horas de ensaio, sendo o coeficiente de absorção final, o resultado da média dos 3 valores obtidos para cada uma das composições. Os ensaios foram realizados aos 28 dias, após o procedimento de cura indicado no Quadro 13. Figura 26 - Ensaio de absorção capilar Ensaio de avaliação da resistividade elétrica Os ensaios de determinação da resistividade elétrica, efetuados de acordo com a proposta de norma europeia apresentada pelo grupo Chlortest (2005), bem como com manual DURAR (2000) e a recomendação técnica TC 154 da RILEM (Polder, 2000), consistem na colocação de uma placa de cobre, em ambas as extremidades do provete, através das quais se aplica um potencial elétrico de 60 V (CC), seguindo-se o registo da corrente elétrica que atravessa o provete. Para a colocação das placas de cobre em contacto com as faces do provete, recorreu-se a duas esponjas humedecidas em água, comprimidas por um peso de 2 Kg. Com base nos valores registados, procede-se ao cálculo da resistividade elétrica dos provetes, dada pela expressão (3.4), tendo-se o cuidado de descontar a resistência das esponjas, obtida por um procedimento idêntico ao descrito para os provetes. (3.4) 39

55 onde; - Resistividade elétrica ; - Intensidade de corrente - Voltagem aplicada - Área do provete - Comprimento do provete Os ensaios foram realizados aos 28 dias, em provetes de 50 mm de espessura e 105 mm de diâmetro. Os betões foram previamente condicionados em água até aos 28 dias e de acordo com o indicado no Quadro 13, seguindo-se a colocação dos provetes numa câmara de vácuo e imersão em água destilada durante 24 horas Ensaio de resistência à penetração acelerada de cloretos (RCMT) O ensaio acelerado de migração de cloretos em regime não estacionário (Figura 27), realizado de acordo com a especificação E 463 (2004), é baseado na norma NTBUILD492 (1999). Basicamente, o ensaio consiste na medição da profundidade de penetração evidenciada pelo provete, fruto da migração forçada de iões resultante da imposição de uma diferença de potencial de 10 a 60V. A diferença de potencial aplicada, tal como a duração do ensaio, são as sugeridas na especificação E 463 (2004), sendo função da qualidade e composição do betão e da corrente inicial. Para cada uma das diferentes composições, foram ensaiados 3 espécimes de 105 mm de diâmetro e 50 mm de espessura, resultantes do corte de cilindros de 25 cm de comprimento. De modo a possibilitar a medição da profundidade de penetração recorreu-se a um método clorimétrico, que consiste na pulverização das faces seccionadas do provete com solução de nitrato de prata, tal como ilustrado na Figura 28. O coeficiente de difusão de cloretos, obtêm-se por meio da aplicação da expressão (3.5). (3.5) onde; e - Coeficiente de difusão em regime não estacionário - Valor absoluto de valência do ião, para cloretos - Constante de Faraday, 40

56 - Valor absoluto da diferença de potencial - Constante dos gases perfeitos, - Valor médio da temperatura inicial e final da solução anódica - Espessura do provete - Valor médio da profundidade de penetração - Duração do ensaio - Inverso da função de erro - Concentração de cloro a partir da qual o nitrato de prata precipita, - Concentração de iões de cloro na solução catódica, Antes da realização do ensaio, os provetes foram curados até aos 28 dias, de acordo com o referido no Quadro 13, seguindo-se a pré-saturação em vácuo durante três horas, após as quais se introduz solução de hidróxido de cálcio na bomba de vácuo, mantendo-se esta em funcionamento durante mais uma hora. Os provetes são posteriormente ensaiados, 24 horas depois de se ter iniciado o pré-condicionamento. Figura 27 - Ensaio de penetração de cloretos Figura 28 - Espécimes seccionados com nitrato de prata 41

57 A.N 4. Apresentação de Resultados No seguimento daquilo que foi exposto anteriormente, o presente capítulo insere-se no âmbito da apresentação e discussão dos resultados obtidos nos ensaios efetuados na campanha laboratorial, com vista à caracterização da resistência à penetração de cloretos em BEAL, por comparação com os betões correntes, BAN. 4.1 Caracterização dos betões no estado fresco Os resultados referentes aos ensaios de massa volúmica fresca e abaixamento apresentam-se no Quadro 14. Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões A/L A/C Betão Adição 0,35 CEM I 0% 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,45 CEM I 0% 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,55 CEM I 0% 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz ρ fresca ρ seca fc 28d fc 28d / ρ seca Abaix. kg/m 3 kg/m 3 Mpa x10 3 m cm 2390,1 2298,7 76,3 3, ,6 2228,1 68,1 3, ,6 2234,0 63,7 2, ,9 2241,4 74,3 3, ,7 2258,5 84,2 3, ,3 2225,7 71,4 3, ,2 2210,6 58,2 2, ,4 2219,5 57,7 2, ,1 2188,9 51,4 2, ,8 2202,7 48,7 2, ,6 2174,5 59,8 2, ,5 2162,8 58,8 2, ,3 2146,5 48,5 2, ,8 2126,8 38,0 1, ,5-47, ,1 2219,2 44,1 2, ,3 2203,4 36,0 1, ,7 2186,8 47,0 2, ,7 2166,3 45,0 2, ,3 2178,6 40,1 1, ,4 2135,2 25,9 1,2 5 42

58 Stalite Leca Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões (Continuação) A/L A/C Betão Adição ρ fresca ρ seca fc 28d fc 28d / ρ seca Abaix. kg/m 3 kg/m 3 Mpa x10 3 m cm 0,35 CEM I 0% 1899,6 1697,5 45,7 2,7 13 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 1903,1 1666,7 40,4 2,4 15 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 1823,6 1617,3 35,4 2,2 14 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 1945,2 1717,5 43,9 2,6 11 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 1905,8 1652,0 41,4 2,5 13 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1891,3 1627,7 39,2 2,4 18 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1762,8 1581,9 29,3 1,9 18 0,45 CEM I 0% 1886,8 1656,5 37,6 2,3 14 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 1830,4 1594,4 33,5 2,1 18 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 1958,1 1600,4 32,5 2,0 14 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 1778,7 1601,1 34,4 2,2 13 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 1803,0 1581,2 33,3 2,1 16 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1853,5 1560,1 30,2 1,9 12 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1795,3 1551,4 26,9 1,7 9 0,55 CEM I 0% 1626,9-33,8-9 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 1900,0 1621,5 28,7 1,8 18 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 1934,2 1593,4 25,2 1,6 16 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 1874,1 1595,2 31,3 2,0 10 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 1844,7 1574,3 29,8 1,9 8 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1877,1 1570,7 26,1 1,7 8 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1860,7 1563,7 16,9 1,1 10 0,35 CEM I 0% 1988,7 1893,5 66,8 3,5 18 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 1929,8 1830,7 54,2 3,0 18 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 1912,2 1824,2 44,9 2,5 18 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 1944,9 1869,4 65,3 3,5 17 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 1943,7 1831,4 61,3 3,3 18 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1871,6 1784,8 52,9 3,0 12 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1871,1 1761,9 42,3 2,4 13 0,45 CEM I 0% 1960,9 1793,7 49,9 2,8 12 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 1930,1 1790,1 44,3 2,5 12 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 1989,6 1795,0 40,1 2,2 9 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 1892,7 1763,5 45,7 2,6 12 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 1904,6 1750,1 43,8 2,5 13 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1903,1 1711,6 40,4 2,4 18 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1863,7 1673,9 28,6 1,7 17 0,55 CEM I 0% 1832,4-44,5-13 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 1965,3 1803,1 36,7 2,0 11 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 1957,9 1772,1 29,2 1,6 9 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 1939,8 1757,7 42,4 2,4 6 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 1915,6 1743,9 39,9 2,3 5 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1973,9 1777,1 32,3 1,8 3 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1933,3 1733,0 21,3 1,2 4 43

59 Argex Lytag Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões (Continuação) A/L A/C Betão Adição ρ fresca ρ seca fc 28d fc 28d / ρ seca Abaix. kg/m 3 kg/m 3 Mpa x10 3 m cm 0,35 0,35 CEM I 0% 2010,4 1790,9 49,7 2,8 17 0,45 CEM I 0% 1996,9 1733,2 41,2 2,4 13 0,45 0,53 CEM II/A-V 0,64 CEM II/B-V 15%Cz 30%Cz 1943,3 1676,1 37,1 2, ,1 1700,5 36,8 2,2 13 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 1912,3 1690,1 38,4 2,3 13 0,55 0,55 CEM I 0% 1746,3-36,2-5,5 0,35 0,35 CEM I 0% 1676,2 1602,1 31,0 1,9 13 0,45 CEM I 0% 1635,9 1522,9 26,1 1,7 15 0,45 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 1579,2 1430,0 23,7 1,7 17 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 1608,3 1484,8 22,6 1,5 13 0,55 0,55 CEM I 0% 1518,4-23,6-13 Os valores de abaixamento enquadram-se, no geral, entre 12 a 16 cm, a que corresponde a classe de abaixamento S3. Não obstante, constata-se que em várias das misturas onde foi incorporada sílica de fumo, os valores de abaixamento tendem a ser inferiores aos atrás mencionados. Tal, deve-se ao efeito da adição de sílica, que retém água de amassadura, fruto da sua elevada superfície específica, retirando assim fluidez à mistura. Este efeito é especialmente visível nas misturas de relação a/l=0,55, onde não é feito qualquer ajuste de consistência com recurso a superplastificante. Outros valores de abaixamento, fora do intervalo referido, foram registados em betões contendo cinzas volantes como adição. Estes valores, desta feita superiores, devem-se ao efeito que a adição das cinzas pode ter no aumento de plasticidade e coesão do betão, incrementando deste modo a trabalhabilidade da mistura (ACI232R , Malhotra 1993, Siddique 2004, Ferraris, et al. 2001). 4.2 Resistência à compressão e massa volúmica Os ensaios de resistência à compressão foram efetuados de acordo com o procedimento descrito no capítulo 3.7.2, enquadrado pela norma NP EN (2001). No Quadro 14 encontramse resumidas as principais propriedades físicas e mecânicas dos betões estudados, incluindo os resultados dos ensaios de compressão, realizados aos 28 dias. 44

60 Os resultados obtidos comprovam a abrangência do estudo efetuado, tendo-se registado valores de resistência à compressão entre 22,6 e 84,2 MPa e de massa volúmica seca entre 1580 e 2390 kg/m 3. As misturas de agregados naturais, com massa volúmica acima dos 2000 kg/m 3, englobam betões enquadrados nas classes de resistência entre C25/30 e C80/95. Por sua vez, os BEAL ensaiados enquadram-se nas classes de resistência LC 20/22 a LC60/66 e classes de massa volúmica entre D1,6 e D2,0. A análise do Quadro 14 permite concluir que, tal como esperado, a eficiência estrutural decresce à medida que se incrementa a relação a/l das misturas. De facto, os valores mais elevados de eficiência estrutural são verificados para uma relação a/l de 0,35, independentemente do tipo de agregado e de ligante. De entre as misturas com relação a/l = 0,35, constata-se que a eficiência estrutural dos betões de agregados naturais e Stalite é sensivelmente idêntica, com valores máximos de 3,7x10 3 e 3,5x10 3 m, respetivamente, seguindo-se os betões com Lytag, Leca e Argex, por ordem decrescente de eficiência. Nas misturas com a/l = 0,45, os betões de Stalite são aqueles que apresentam eficiência estrutural superior (2,8x10 3 m), ainda que, no geral, os valores deste parâmetro sejam relativamente equiparáveis entre os betões ensaiados, exceção feita aos de Argex. O mesmo se aplica às misturas de relação a/l = 0,55, onde mais uma vez se reforça a superioridade, ainda que ligeira, dos betões de Stalite face aos restantes. Para estas misturas, os betões com Lytag já foram igualmente capazes de conduzir a eficiências estruturais superiores à dos BAN de igual composição. Atendendo ao exposto, parece evidente que à medida que a relação a/l aumenta, o tipo de agregado utilizado deixa de ser o principal fator condicionante da resistência à compressão do betão, passando esta a ser regulada, também, pela qualidade da pasta. Nos betões de relação a/l mais elevada, especialmente os de al/ = 0,55, existe uma contribuição mais importante da resistência da argamassa e a redução da resistência dos BEAL face aos BAN de igual composição é menos relevante. No caso dos betões com Argex, a capacidade resistente dos agregados é de tal modo baixa que a rotura dos betões ocorre sempre pelos agregados, independentemente das relações a/l analisadas. No que respeita às adições, é evidente que a adição de sílica de fumo conduz a betões de resistência e eficiência estrutural igual ou superior às dos betões de cimento tipo I. Por sua vez, a utilização de cinza em substituição de cimento, bem como as misturas ternárias, promoveram uma redução na resistência à compressão aos 28 dias. Em suma, atendendo ao mencionado, pode concluir-se que os agregados de Stalite estão vocacionados para a produção de betões de elevada resistência, os de Leca e Lytag para resistências moderadas e os de Argex para baixa resistência. 45

61 Stalite 4.3 Absorção capilar Os ensaios de absorção capilar, tal como descrito no capítulo 3, foram realizados aos 28 dias e de acordo com o procedimento indicado na especificação LNEC E393 (1993) e especificação E464 (1993). Os valores relativos à absorção inicial (10 minutos), absorção a longo-prazo (72 h) e coeficiente de absorção, apresentam-se no Quadro 15 e Figuras 29 a 32. Em anexo apresentam-se as várias curvas de absorção em função da raiz do tempo, obtidas para cada uma das composições estudadas. Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar A/L A/C Betão Adição 0,35 CEM I 0% 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,45 CEM I 0% 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,55 CEM I 0% 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz Absorção Média (Kg/m 2 ) Coeficiente Absorção 10 min 72 h (x10-3 m/min 0,5 ) 0,3 1,8 38,9 0,3 2,0 51,2 0,4 2,1 55,9 0,2 1,6 32,5 0,2 1,4 30,7 0,3 1,7 42,2 0,3 1,9 51,3 0,4 3,3 65,7 0,5 3,5 75,8 0,6 4,0 93,1 0,4 3,5 80,2 0,4 3,3 68,7 0,4 3,1 73,9 0,6 5,3 127,23 0,6 3,8 82,9 0,7 4,6 101,3 0,9 5,4 126, ,6 5,5 111,83 0,7 6,1 149,5 0,9 7,2 236,1 46

62 Leca A.N Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar (continuação) A/L A/C Betão Adição Absorção Média (Kg/m 2 ) Coeficiente Absorção 10 min 72 h (x10-3 m/min 0,5 ) 0,35 CEM I 0% 0,2 1,9 42,2 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 0,3 2,3 56,4 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 0,3 2,5 61,6 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,2 1,7 39,7 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,2 1,2 28,9 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,2 1,7 43,3 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,3 2,5 63,3 0,45 CEM I 0% 0,4 3,0 71,7 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,4 3,2 75,1 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,4 4,5 109,1 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,3 3,2 69,0 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,4 2,9 63,9 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,4 3,4 80,0 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,5 4,8 104,8 0,55 CEM I 0% 0,5 3,9 87,0 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 0,6 5,4 131,7 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 1,0 5,8 154,7 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,5 4,7 107,9 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,6 5,1 118,2 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,6 5,3 124,9 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1,0 6,7 227,3 0,35 CEM I 0% 0,3 1,8 39,5 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 0,4 2,9 68,7 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 0,5 3,4 82,4 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,3 1,6 35,8 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,3 1,3 28,5 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,4 1,9 44,3 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,4 2,2 51,9 0,45 CEM I 0% 0,5 3,7 81,9 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,5 3,8 81,5 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,7 4,6 107,7 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,5 2,9 62,4 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,4 3,2 64,8 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,5 2,8 62,9 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 0,7-79,7 117,8 0,55 CEM I 0% 0,6 3,9 83,2 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 0,7 5,5 116,0 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 0,8 7,0 149,9 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 0,6 5,2 106,6 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 0,5 4,7 107,9 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 0,7 5,4 115,6 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 1,0 8,0 199,8 47

63 Coef. absorção (x10-3 mm/min0,5) Coef. absorção (x10-3 mm/min0,5) Argex Lytag Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar (continuação) A/L A/C Betão Adição Absorção Média (Kg/m 2 ) Coeficiente Absorção 10 min 72 h (x10-3 m/min 0,5) 0,35 0,35 CEM I 0% 0,6 2,9 53,2 0,45 CEM I 0% ,5 0,45 0,53 CEM II/A-V 15%Cz ,64 CEM II/B-V 30%Cz 1,0 6,4 128,9 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF ,55 0,55 CEM I 0% ,35 0,35 CEM I 0% 0,3 2,2 47,9 0,45 0,45 CEM I 0% ,7 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 0,4 4,1 87,4 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 0,5 5,3 121,6 0,55 0,55 CEM I 0% 0,6 5,4 131, Argex a/c=0,35 Argex a/c=0,45 Argex a/c=0,55 0, A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 Lytag Argex A.N 0,35 0,35 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 Lytag Argex A.N 0,45 0,45 0,55 Leca 0,55 Stalite Argex 0,55 0,55 Figura 29 - Coeficientes de absorção em betões de CEM I Leca a/l = 15% 0,35 Leca a/l = 15% 0,45 Leca a/l = 15% 0,55 Figura 30 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de cinzas 48

64 Coef. absorção (x10-3 mm/min0,5) Coef. absorção (x10-3 mm/min0,5) Leca a/l = 6% 0,35 Leca a/l = 6% 0,45 Leca 6% a/l = 0,55 0 Figura 31 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de sílica de fumo Leca a/l = 10%+20% 0,35 Leca 10%+20% a/l = 0,45 Leca a/l = 10%+20% 0,55 0 Figura 32 - Coeficientes de absorção em misturas ternárias ( 10% sílica + 20 %ou 40% de cinzas) Discussão de resultados Para as diferentes misturas foram obtidos coeficientes de absorção entre 0,0285 e 0,236 mm/min 0,5, a que correspondem betões de reduzida a elevada qualidade, de acordo com a classificação proposta por Browne (1991) e pelo Quadro 15, o que demonstra a abrangência do estudo realizado. Conforme seria de esperar, os betões de menor compacidade (maior relação a/l) apresentam os coeficientes de absorção mais elevados (Figuras 29 a 32). Nos betões produzidos apenas com cimento Tipo I, o coeficiente de absorção variou entre 0,039 a 0,053 mm/min 0,5 para a/c=0.35, entre 0,066 a 0,091 mm/min 0,5 para a/c=0.45 e entre 0,083 a 0,132 mm/min 0,5 para a/c=0.55, sendo que apenas nestes últimos betões de menor compacidade são atingidas misturas de apenas média qualidade, de acordo com Browne (1991) (Quadro 16). Dos resultados obtidos, concluise que tal como sucede para os BAN, o ensaio de absorção capilar permite diferenciar e hierarquizar de forma inequívoca betões de diferente qualidade. 49

65 Quadro 16- Relação entre a qualidade do betão e o coeficiente de absorção (Browne, 1991) Qualidade do betão Coeficientes absorção, S (mm/min 0,5 ) Elevada < 0,1 Média 0,1 <S< 0,2 Reduzida > 0, Influência do tipo de agregado De um modo geral, verifica-se que o coeficiente de absorção tende a ser idêntico para um dado tipo de ligante e relação a/l, independentemente do tipo de agregado utilizado. Resultados semelhantes foram obtidos por Bogas et al. (2014) tendo em conta betões de moderada a elevada resistência produzidos com diferentes tipos de agregados leves. A semelhança entre os diferentes coeficientes de absorção foi atribuída pelo autor ao facto dos agregados leves apresentarem uma estrutura porosa mais grosseira do que a pasta circundante, promovendo, como tal, uma quebra da taxa de absorção. No entanto, verifica-se uma ligeira tendência para os agregados leves cuja porosidade é mais facilmente acessível, em especial os agregados de Argex e Lytag, apresentarem coeficientes de absorção superiores. Constatações semelhantes foram obtidas por Bogas et al. (2014), que verificam que os agregados de estrutura mais aberta e pelicula superficial das partículas de menor compacidade tendem a participar de forma mais relevante na absorção. Tendo em consideração os agregados leves utilizados no presente trabalho, o agregado de Lytag é o único que, fruto do seu processo de fabrico, não apresenta uma película de proteção mais compacta na sua superfície, o que facilita a taxa de absorção para o interior das partículas. Por sua vez, a Argex é o agregado que possui maior volume de porosidade aberta, sendo caracterizado por apresentar elevada fissuração na superfície das partículas. Assim, existe uma maior participação deste tipo de agregados na absorção, assumindo maior importância nas partículas junto à superfície da base inferior dos espécimes em contacto com a água. Este fenómeno pode ser confirmado no Quadro 15, onde se verifica que a absorção inicial após 10 minutos é superior nos betões com Lytag, seguido dos betões com Argex. De facto, os ensaios são realizados sobre espécimes seccionados onde as partículas porosas ficam em contacto direto com a água, permitindo uma taxa de absorção inicial superior, bem como uma maior área disponível para a penetração de água para o interior do betão. A maior participação destes agregados (Argex e Lytag) na absorção tende a assumir maior influência em pastas menos compactas onde a estrutura porosa é mais aberta. Por esse motivo, verifica-se que a diferença de absorção para os diferentes tipos de agregados tende a aumentar nos betões de maior relação a/l. Nestes betões, a pasta é caracterizada por uma elevada porosidade e grande conectividade entre poros. Assim sendo, é de esperar que a qualidade das zonas de interface seja mais reduzida nestas misturas, possibilitando uma maior acessibilidade da água ao interior dos 50

66 agregados, particularmente aqueles que possuem uma porosidade mais facilmente acessível, como é o caso do Lytag e, em menor escala, da Argex. Tal como referido, os coeficientes de absorção obtidos são tanto mais elevados quanto maior a relação a/l, o que comprova a perda de qualidade da pasta com o incremento da relação a/l. Em termos gerais, verifica-se que o fenómeno de absorção é regulado fundamentalmente pela compacidade e grau de porosidade da pasta. Assim se explicam as semelhanças entre os resultados dos betões com agregados naturais e agregados leves de menor porosidade. Inclusivamente, de acordo com a Figura 29, os BEAL com Leca, pontualmente, e os BEAL com Stalite, na generalidade dos casos, apresentam coeficientes de absorção inferiores aos registados para os BAN de referência. Estes resultados deverão estar, em parte, relacionados com a melhor qualidade das zonas de interface no BEAL, e ainda com o efeito de cura interna providenciado pelos agregados leves. A constância de resultados evidenciada pelos BEAL de Stalite, que remete para um melhor desempenho destes betões face aos restantes, leva a crer que para além dos aspetos referidos, a participação da Stalite na absorção deverá ser desprezável. De facto, é possível verificar que mesmo a absorção a longo-prazo (72h) tende a ser menor nos betões com Stalite do que nos BAN (Quadro 15). Para tal, deverá igualmente contribuir a fraca conectividade entre os poros existente no agregado de Stalite. Ao contrário do sugerido por Bogas (2011) e Liu et al. (2010), a análise das curvas de absorção, apresentadas no Anexo 1, permite verificar que, na generalidade dos casos, a absorção inicial nos primeiros minutos é semelhante entre os BEAL e os BAN. De facto, tal como referido, seria espectável que a absorção inicial, sobretudo nos primeiros 10 min, fosse superior nos BEAL, visto que os provetes foram obtidos através do seccionamento de espécimes de maior dimensão. Estes cortes, ao exporem a elevada porosidade interior deste tipo de agregados, podem disponibilizar uma maior área para o ingresso de água no interior do betão. Porém, conforme referido, esse fenómeno é apenas mais evidente nos betões com agregados de porosidade mais facilmente acessível (Argex, Lytag). Ainda assim, analisando a absorção a longo prazo (72 h) verifica-se que existe lentamente uma progressiva participação dos agregados leves na absorção, tendendo para uma relação direta entre o nível de absorção final e a porosidade total dos betões. Mais uma vez, essa participação é mais notória quanto maior for a porosidade do agregado e menor a qualidade da pasta Influência do tipo de adição A análise da Figura 30 permite verificar que a substituição de cimento por cinzas volantes conduz ao aumento dos coeficientes de absorção, para qualquer uma das relações a/l em estudo. Este acréscimo de absorção tende a aumentar com o incremento da percentagem de substituição de cimento por cinzas, tal como é visível nas Figuras 33 a 35. Ibrahim e Basher (2004) reportam igualmente absorções capilares superiores em BEAL com 30% de cinzas, também ensaiados aos 28 dias. De facto, devido à sua baixa reatividade pozolânica (vide capítulo 4.2), a substituição de cimento por cinzas não conduz ao nível de refinamento e adensamento da microestrutura da pasta que seria 51

67 Coef. absorção (x10-3 mm/min 0,5 ) Coef. absorção (x10-3 mm/min 0,5 ) Coef. absorção (x10-3 mm/min 0,5 ) expectável. Assim, a cinza deverá ter contribuído essencialmente como material de filer, assumindo menor relevância na formação de C-S-H adicional. No entanto, será expectável que a progressão lenta das reações pozolânicas conduza a desempenhos mais elevados a longo prazo. Ainda assim, é possível verificar, por comparação de betões com diferente a/l, que para idêntica relação a/c, a incorporação adicional de cinzas contribui para uma ligeira redução do coeficiente de absorção (Quadro 15) % Cinzas N.A 0,35 Leca 0, Stalite 0, N.A 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 Lytag 0,45 Argex 0,45 % Cinzas Figura 33 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,35) Figura 34 -Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,45) N.A 0,55 Leca 0,55 Stalite 0, % Cinzas Figura 35 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,55) Na generalidade dos casos, a substituição de cimento por diferentes percentagens de sílica de fumo conduziu, à redução dos coeficientes de absorção dos espécimes, tal como se comprova nas Figuras 36 a 38. De facto, vários autores reportam melhores desempenhos em BEAL com sílica de fumo do que sem esta adição (Zhang e Gjorv 1991, Kiliç et al. 2003, Chen e Liu 2008). Excetua-se o caso dos betões com relação a/l superior a 0,45 e betões com Lytag, onde a substituição de cimento por sílica fumo não foi efetiva. O mesmo se constatou nos resultados referentes à resistência à compressão, o que confirma existir uma maior dificuldade de dispersão e efetivação da sílica de fumo neste tipo de betões. Tendo em consideração os resultados obtidos, em especial para os betões com Leca, é possível concluir que a sílica de fumo consegue ser efetiva no refinamento da microestrutura dos 52

68 Coef. absorção (x10-3 mm/min 0,5 ) Coef. absorção (x10-3 mm/min 0,5 ) Coef. absorção (x10-3 mm/min 0,5 ) BEAL. Porém, constatou-se ao longo do trabalho que tende a ser mais difícil garantir uma melhor dispersão e eficiência nos betões com agregados leves. Vieira (2003) e Bogas (2011) verificaram em microscópio eletrónico a aglomeração de partículas de sílica na mistura, o que dificulta a capacidade de nucleação dos produtos de hidratação e o efeito de refinamento. Por outro lado, dado que os BEAL já apresentam, à partida, zonas de transição de boa qualidade, apenas se pode esperar um ligeiro melhoramento dessa região com a adição de sílica fumo (ACI 213 R 2003). Esse pode ser um motivo de se observar uma maior melhoria nos betões com agregados de superfície mais lisa (Leca). O mesmo é sugerido por Sarkar et al. (1992). Tal como salientado por Neville (1995), uma das principais contribuições da sílica de fumo consiste no adensamento e melhoramento da qualidade da zona de transição agregado-pasta N.A 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 % Sílica de fumo N.A 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 % Sílica de fumo Figura 36 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,35) Figura 37 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,45) N.A 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 % Sílica de fumo 9 Figura 38 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,55) É também visível que, na maioria das misturas, o aumento da percentagem de sílica de fumo conduz, ainda que de forma não significativa, a reduções nos coeficientes de absorção. Parece evidente, sobretudo para as composições de menor relação a/c, que a sílica, fruto da sua elevada reatividade pozolânica, provoca um maior refinamento e densificação da estrutura porosa da pasta. Não obstante, nos betões de maior relação a/l, o efeito de filer e a reatividade 53

69 Argex Lytag pozolânica da sílica deverá ser insuficiente para preencher, ou pelo menos reduzir, a elevada porosidade capilar do sistema. De facto, em misturas de porosidade mais grosseira, o efeito de filer, em especial, deverá assumir menor importância em face da reduzida dimensão da sílica de fumo. Tal como é visível nas Figuras 29 e 32, em geral, as misturas ternárias conduzem a coeficientes de absorção intermédios aos obtidos nas misturas com apenas cinzas ou apenas sílica de fumo. Porém nunca se verificam desempenhos superiores aos dos betões de referência sem adições. Apenas nos betões com a/l de 0,55 e CEM IV/B foi verificado um incremento elevado do coeficiente de absorção face às misturas com apenas um tipo de adição. Nestes casos, a excessiva percentagem de cinzas (40%) e a reduzida eficiência da sílica de fumo, tal como referido, tornaram a pasta demasiado porosa e com elevada conectividade, conforme se confirma pelos valores de absorção às 72 h (Quadro 15). Assim, conclui-se que, em idades iniciais, a sílica de fumo permite compensar, em parte, a menor eficiência da cinza volante. Contudo, seria mais adequado para o estudo do efeito das adições pozolânicas que o ensaio fosse realizado em idades superiores, por exemplo aos 90 dias. 4.4 Resistividade elétrica A resistividade elétrica, determinada pelo método dos elétrodos topo-a-topo, cujo procedimento de ensaio se encontra descrito no capítulo 3.7.4, foi determinada tendo como base a proposta de norma europeia apresentada pelo grupo Chlortest (2005) e a recomendação técnica da TC 154 da RILEM (Polder, 2000). Os resultados dos ensaios, realizados aos 28 dias, encontram-se resumidos no Quadro 17 e nas Figuras 39 a 42. De notar, que durante a realização dos ensaios foi difícil determinar de forma rigorosa a resistência das esponjas em contacto com o provete (vide capítulo 3.7.4), o que dificulta a obtenção de valores fiáveis de resistividade. Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica A/L A/C Betão Adição Resistividade CV (Ω.m) (%) 0,35 0,35 CEM I 0% 81,0 3 0,45 CEM I 0% 40,4 7 0,45 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 52,0 6 0,64 CEM II/B-V ,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 77,1 11 0,55 0,55 CEM I 0% 52,1 4 0,35 0,35 CEM I 0% 98,1 5 0,45 CEM I 0% 76,4 2 0,45 0,53 CEM II/A-V ,64 CEM II/B-V ,55 0,55 CEM I 0% 72,5 8 54

70 Stalite Leca Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica (continuação) A/L A/C Betão Adição Resistividade CV (Ω.m) (%) 0,35 CEM I 0% 98,2 18 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 76,1 8 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 80,5 6 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 129,8 5 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 184,1 6 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 367,5 4 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 370,6 3 0,45 CEM I 0% 86,2 4 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 62,3 9 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 94,2 11 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 118,8 1 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 118,2 7 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 239,0 2 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 245,1 6 0,55 CEM I 0% 100,5 3 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 57,0 4 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 64,9 3 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 87,3 6 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 87,8 1 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 119,8 2 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 110,6 5 0,35 CEM I 0% 133,7 5 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 131,1 6 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 151,9 5 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 277,5 4 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 372,8 2 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 326,0 3 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 356,9 4 0,45 CEM I 0% 59,4 2 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 70,0 4 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 96,4 5 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 119,6 5 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 185,2 21 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 245,8 5 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 260,7 4 0,55 CEM I 0% 72,7 9 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 67,1 3 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 93,0 6 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 101,8 8 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 102,2 1 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 129,3 1 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 157,8 5 55

71 Resistividade elétrica (Ω.m) A.N Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica (continuação) A/L A/C Betão Adição Resistividade CV (Ω.m) (%) 0,35 CEM I 0% 111,0 11 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 89,4 7 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 115,4 4 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 201,6 4 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 240,7 10 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 310,3 11 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 387,7 2 0,45 CEM I 0% 63,3 6 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 74,1 12 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 98,9 2 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 121,6 5 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 172,8 7 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 269,8 5 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 285,9 2 0,55 CEM I 0% 103,0 5 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 69,8 3 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 81,2 2 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 119,9 2 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 150,7 5 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 171,0 5 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 208, Leca a/c 0,35 = 0,35 Leca a/c 0,45 = 0,45 Leca a/c= 0,55 0, Figura 39 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões de CEM I 56

72 Resistividade elétrica (Ω.m) Resistividade elétrica (Ω.m) Resistividade elétrica (Ω.m) Leca a/l = 15% 0,35 Leca a/l = 15% 0,45 Leca a/l = 15% 0,55 Figura 40 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de cinzas Leca a/l = 6% 0,35 Leca a/l = 6% 0,45 Leca a/l = 6% 0,55 Figura 41 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de sílica Leca a/l = 10%+20% 0,35 Leca a/l = 10%+20% 0,45 Leca a/l = 10%+20% 0, Figura 42 - Resultados dos ensaios de resistividade em misturas ternárias 57

73 4.4.1 Discussão de resultados Em geral, foram obtidas resistividades entre 40,4 e 387,7 Ω.m para provetes saturados, reforçando-se a abrangência do estudo realizado, envolvendo uma vasta gama de betões associados a diferentes níveis de porosidade. De acordo com a classificação proposta por Mehta e Monteiro (2006), descrita no capítulo 2.3.2, as misturas estudadas correspondem a betões com taxas de corrosão de armaduras desde muito altas a desprezáveis. Os coeficientes de variação obtidos são inferiores a 20%, na grande maioria dos casos, encontrando-se assim de acordo com a ordem de grandeza sugerida por Chlortest (2005). Conforme seria de esperar e tal como verificado na absorção capilar, os betões de maior compacidade (menor a/l), ao possuírem uma microestrutura mais compacta, desenvolvem maiores resistividades, ou seja, a condutibilidade elétrica é inferior. O aumento de relação a/l permite ainda que seja mais efetiva a impregnação durante o pré-condicionamento dos provetes, com consequente repercussão na resistividade elétrica do betão. Neste sentido, o ensaio de resistividade foi capaz de distinguir betões com pastas de qualidade muito distintas. No entanto, devido à variabilidade associada ao ensaio, torna-se mais difícil a interpretação de resultados referentes a menores alterações na microestrutura do betão, nomeadamente associadas à variação do tipo de agregado ou a pequenas variações na incorporação de adições. Ainda assim, apesar de ser difícil inferir acerca da influência do tipo de agregado na resistividade do betão, e em face dos valores obtidos (Quadro 17), verifica-se que não existe uma clara alteração da resistividade quando se faz variar o tipo de agregado, assumindo maior importância a qualidade da pasta que os rodeia. Apenas nos betões de maior a/l, associados a porosidades mais elevadas, parece ocorrer uma maior participação dos agregados leves na condutibilidade elétrica, o que supõe que estejam disponíveis passagens continuas de água através do agregado. Tal poderá ser possível em virtude dos provetes terem sido sujeitos a um maior período de cura húmida (21 dias). Observa-se uma clara influência do tipo e quantidade de adições na resistividade, verificandose um aumento da resistividade para qualquer uma das relações a/l, aquando da substituição de cimento por diferentes percentagens de cinzas volantes. Ainda que de forma pouco expressiva, a resistividade tende a aumentar com a percentagem de substituição de cimento por cinzas. Estes resultados não corroboram com os obtidos na absorção capilar, em que se verificou uma clara depreciação da microestrutura do betão com a incorporação de diferentes percentagens de cinzas. Dois aspetos deverão ter contribuído para os resultados obtidos: a realização de cura húmida dos betões até aos 21 idade, em contraponto com a duração utilizada no ensaio de absorção capilar (7 dias), o que poderá ter permitido um maior desenvolvimento das reações pozolânicas e, como tal, uma maior contribuição das cinzas volantes; a alteração na composição iónica da solução dos poros resultante da reatividade pozolânica que pode afetar a condutibilidade dos espécimes. De facto, resistividade elétrica, que no fundo fornece uma medida da maior ou menor dificuldade de 58

74 Argex Lytag movimentação dos iões através da solução aquosa dos poros, é regulada não só pelos iões presentes na pasta, mas também pela sua alcalinidade (Silva 2013). De acordo com Chlortest (2005), a resistividade de uma dada mistura será tanto maior quanto menor for a sua alcalinidade. Assim sendo, as cinzas ao reduzirem a quantidade de hidróxido de cálcio e, consequentemente, a alcalinidade das misturas, originam betões mais resistentes à passagem de corrente. Nos betões onde se procedeu à substituição de cimento por sílica de fumo, registaram-se incrementos significativos na resistividade dos espécimes ensaiados (Figuras 39 e 41). Nestes casos, o aumento de resistividade tende a ser mais pronunciado pois não só se verifica o efeito atrás descrito para as cinzas volantes, mas também um maior refinamento e adensamento da estrutura porosa, comprovado nos ensaios de absorção capilar. Assim, é possível afirmar que as cinzas atuam essencialmente ao nível da composição da solução dos poros, enquanto que a sílica de fumo atua adicionalmente ao nível do refinamento da microestrutura. As misturas ternárias, ilustradas na Figura 42, contemplam a sobreposição dos efeitos descritos para a utilização isolada das cinzas volantes e sílica de fumo, pelo que conduzem a aumentos significativos da resistividade elétrica dos betões. 4.5 Resistência à penetração de cloretos No presente ponto são apresentados e discutidos os resultados referentes aos ensaios acelerados de migração em regime não estacionário (RCMT) (capítulo 3.7.5), para as diversas composições analisadas. Os ensaios, realizados em condições standard, visam a determinação dos coeficientes de difusão aparente dos diversos betões, fazendo uso da relação entre as propriedades de difusão e migração de iões. No Quadro 18 e Figuras 43 a 50 resumem-se os valores médios dos coeficientes de difusão, bem como os respetivos coeficientes de variação, obtidos para as várias composições estudadas. Quadro 18 - Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos A/L A/C Betão Adição D cl,rcmt CV x10-12 (m/s 2 ) (%) 0,35 0,35 CEM I 0% 9,9 2,7 0,45 0,45 CEM I 0% 15,3 6,4 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 18,1 9,4 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 20,7 2,5 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 15,1 1,8 0,55 0,55 CEM I 0% 20,1 16,3 0,35 0,35 CEM I 0% 8,5 4,7 0,45 0,45 CEM I 0% 11,8 1,3 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 12,0 8,6 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 12,4 9,2 0,55 0,55 CEM I 0% 14,6 7,8 59

75 Stalite Leca Quadro 18- Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos (continuação) A/L A/C Betão Adição D cl,rcmt CV x10-12 (m/s 2 ) (%) 0,35 CEM I 0% 7,9 5,9 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 10,1 6,6 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 10,9 3,7 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 7,6 3,3 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 6,4 0,5 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 4,3 9,9 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 6,1 6,5 0,45 CEM I 0% 13,2 0,5 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 13,3 3,0 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 13,9 6,8 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 8,8 4,7 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 9,2 5,6 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 9,1 5,1 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 9,2 7,1 0,55 CEM I 0% 18,6 2,6 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 20,4 5,2 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 22,3 5,8 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 17,0 3,1 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 16,4 5,3 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz - - 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 17,6 11,4 0,35 CEM I 0% 7,1 6,7 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 9,8 9,1 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 8,4 3,3 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 4,2 8,0 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 3,8 11,1 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 4,6 5,8 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 5,4 6,6 0,45 CEM I 0% 13,0 4,2 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 13,8 0,8 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 15,6 3,8 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 11,0 5,8 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 9,9 3,5 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 11,8 8,3 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 7,9 9,0 0,55 CEM I 0% 15,6 5,9 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 19,3 4,9 0,79 CEM II/B-V 30%Cz 22,8 5,9 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 15,2 4,7 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 15,0 1,6 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 18,2 17,7 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz

76 D cl,rcmt (x m 2 /s) A.N Quadro 18 - Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos (continuação) A/L A/C Betão Adição D cl,rcmt CV x10-12 (m/s 2 ) (%) 0,35 CEM I 0% 8,1 5,5 0,41 CEM II/A-V 15%Cz 9,5 3,4 0,50 CEM II/B-V 30%Cz 10,4 5,7 0,35 0,37 CEM II/A-D(1) 6%SF 7,2 1,4 0,38 CEM II/A-D(2) 9%SF 4,1 16,3 0,50 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 4,6 5,0 0,70 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 7,1 3,6 0,45 CEM I 0% 13,1 11,6 0,53 CEM II/A-V 15%Cz 14,2 2,3 0,64 CEM II/B-V 30%Cz 15,1 2,7 0,45 0,48 CEM II/A-D(1) 6%SF 9,7 3,0 0,49 CEM II/A-D(2) 9%SF 9,7 6,8 0,64 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 9,8 7,9 0,90 CEM IV/B 10%SF+40%Cz - - 0,55 CEM I 0% 15,8 2,9 0,65 CEM II/A-V 15%Cz 22,6 6,3 0,79 CEM II/B-V 30%Cz - - 0,55 0,59 CEM II/A-D(1) 6%SF 12,9 3,3 0,60 CEM II/A-D(2) 9%SF 11,8 23,1 0,79 CEM IV/A 10%SF+20%Cz 13,1 7,7 1,10 CEM IV/B 10%SF+40%Cz 19,1 8, Argex a/c=0,35 Argamassa 0,35 Argex a/c=0,45 0,45 Argamassa 0,45 Argex a/c=0,55 Argamassa 0,55 Figura 43 - Coeficientes de difusão em betões e argamassas de CEM I (com desvio padrão) 61

77 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 Leca 0,55 Stalite 0,55 D cl,rcmt (x m 2 /s) D cl,rcmt (x m 2 /s) A.N Leca Stalite Lytag Argex Figura 44 - Coeficientes de difusão em betões de CEM I (com desvio padrão) % 15% 30% 5 0 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 Figura 45 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas, agrupados por relação a/c (com desvio padrão) 30 D cl,rcmt (x m 2 /s) Leca a/l=0,35 0,35 Leca a/l=0,45 0,35 Leca a/l=0,55 0,35 0 Figura 46 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas e relação a/c (com desvio padrão) 62

78 D cl,rcmt (x m 2 /s) A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 Lytag 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 Lytag 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 D cl,rcmt (x m 2 /s) D cl,rcmt (x m 2 /s) % 6% 9% 0 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 Lytag 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 Figura 47 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica, agrupados por relação a/c (com desvio padrão) Stalite a/l=0,35 Stalite a/l=0,45 Stalite a/l=0,55 0,45 Figura 48 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica e relação a/c (com desvio padrão) % 10% SF + 20% Cz 10% SF + 40% Cz 0 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 Figura 49 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão) 63

79 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 Stalite 0,55 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 A.N 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Stalite 0,55 A.N 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 Leca 0,45 Stalite 0,45 A.N 0,55 Leca 0,55 D cl,rcmt (x m 2 /s) Leca a/l=0,35 Leca a/l=0,45 0,35 Leca a/l=0,55 0,35 0 Figura 50 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão) Discussão de resultados Tendo em consideração os vários tipos de betões analisados, foram obtidos coeficientes de difusão que variam entre 3,8 a 37,6 x10-12 m 2 /s, função do tipo de agregado, tipo e dosagem de ligante e relação a/c da pasta. De acordo com a classificação proposta por Gjorv (1996) (Quadro 19), foi possível produzir betões desde muito elevada resistência à penetração de cloretos até resistência muito reduzida. Uma vez mais confirma-se que as variações introduzidas nas misturas, em especial ao nível da composição da pasta, podem afetar de forma significativa as propriedades de transporte do betão, neste caso relacionadas com o mecanismo de difusão/migração. Os valores mais reduzidos do coeficiente de difusão a que correspondem betões de muito elevada resistência de acordo com Gjorv (1996), foram apenas atingidos em betões de a/l=0,35 e incorporação de sílica fumo. Confirma-se ainda o sugerido por outros autores (Neville 1995, Metha e Monteiro 2006), que em pastas com fraca conectividade capilar, associadas a relações a/c inferiores a cerca de 0,4-0,45, a durabilidade tende a ser elevada. Neste caso, tendo em conta a classificação de Gjorv (1996), os betões de a/c inferior a 0,45 enquadram-se na classe de resistência elevada a moderada. À semelhança do observado para as propriedades de absorção capilar e resistividade, existe um claro decréscimo do coeficiente de difusão com a redução da relação a/l da mistura (Figuras 43 a 50). Isso é válido independentemente do agregado, conforme se verifica na Figura 44, onde tendo em consideração betões apenas com cimento tipo I, a diferença entre betões de diferente a/c foi muito superior ao desvio padrão dos resultados obtidos. Conclui-se ainda das Figuras 43, 46, 48 e 50 que a relação a/l assume uma maior influência na resistência à penetração de cloretos do que os restantes fatores analisados, nomeadamente o tipo de agregado e de ligante. 64

80 Quadro 19 - Classes de resistência à penetração de cloretos (Gjorv 1996) Resistência do betão D cl,rcmt (x m 2 /s) Reduzida > 15 Moderada Elevada 5-10 Muito elevada 2,5-5 Extremamente elevada < 2, Influência do tipo de agregado De um modo geral verifica-se que o coeficiente de difusão não varia significativamente com o tipo de agregado, independentemente do tipo de ligante e relação a/l considerados. Conclusões semelhantes foram obtidas por Bogas (2011), tendo em consideração também betões com agregados de diferentes porosidades. Os resultados obtidos corroboram ainda as tendências verificadas para a absorção capilar e resistividade, onde apenas se verificou um ligeiro aumento das propriedades de transporte nos betões com agregados de porosidade mais acessível, nomeadamente a Lytag e Argex. Em geral, as mesmas razões referidas para a absorção capilar e resistividade podem ser atribuídas aos resultados obtidos. Apesar da qualidade da pasta assumir um papel mais relevante na resistência à penetração de cloretos, Zhang e Gjørv (1989) demonstram que difusibilidade média de diferentes tipos de agregado leve (Liapor, Leca e Lytag) tende a ser superior à das pastas correntemente utilizadas nos betões, o que supõe que desde que se estabeleçam passagens contínuas de água através da porosidade dos agregados, é possível que a difusão de iões para o interior do betão seja superior. Assim, é possível que os agregados de Lytag e Argex associados a porosidades com elevado grau de interconectividade, possam participar de forma mais ativa no processo de difusão. A ausência da pelicula mais densa de proteção nos agregados de Lytag, decorrente do seu processo de fabrico, contribui para uma participação ainda superior deste agregado. De facto, uma análise mais cuidada dos dados permite verificar que os valores de difusão registados para os espécimes referentes aos betões de agregado Lytag, são tendencialmente superiores aos evidenciados pelos restantes betões. Também conforme referido no capítulo 4.3, os resultados são ainda influenciados pelo facto de se terem realizado ensaios sobre espécimes seccionados. Neste casos, as partículas leves junto da superfície dos espécimes em contacto com a solução de ataque ficam mais disponíveis ao processo de penetração de cloretos. De modo a compreender melhor a importância relativa do agregado leve na resistência à penetração de cloretos, foram igualmente ensaiados provetes produzidos apenas com argamassa de 65

81 igual composição à dos betões analisados (Figura 43). Conforme se verifica na Figura 43 e Quadro 18, o coeficiente de difusão nas argamassas de igual composição foi semelhante a ligeiramente superior ao obtido nos betões produzidos com agregados naturais e agregados leves. Ou seja, confirma-se que a incorporação de agregado leve tende a não prejudicar o coeficiente de difusão da mistura, e que a resistência à penetração é essencialmente regulada pela qualidade da matriz cimentícia. Os valores ligeiramente superiores que se obtêm para a argamassa deverão estar relacionados com o maior teor de vazios e zonas de transição presentes nestas misturas. Por sua vez, verifica-se que, tal como constatado na avaliação das propriedades de transporte do betão (absorção capilar, resistividade), o desempenho dos betões com agregados leves menos porosos, em especial a Stalite, tende a ser ligeiramente superior ao dos betões com agregados normais, nomeadamente nos betões de maior compacidade (relação a/l=0,35). Constatações similares foram obtidas por Bogas (2011), embora, tal como observado no presente trabalho, as diferenças entre betões tenham sido pequenas. Para tal, deverá contribuir a maior integridade da superfície das partículas e menor porosidade do agregado de Stalite, a melhor qualidade da zona de interface agregado-pasta atingida nos betões com agregados leves e, em menor escala, o efeito de cura interno proporcionado pelos agregados leves. Para os resultados obtidos, deverá igualmente contribuir o facto de os betões terem sido curados de forma continua apenas até aos 7 dias de idade, tendo sido colocados posteriormente em ambiente de secagem até à idade de ensaio (capítulo ). Desse modo, foi possível que os agregados drenassem água do seu interior para a pasta circundante, atingindo parcialmente a sua secagem. Assim, apesar dos espécimes terem sido submetidos a um procedimento de pré-saturação antes da realização dos ensaios (capítulo 3.7.5), dificilmente se terá atingido a saturação dos agregados, que resultaria no estabelecimento de passagens continuas que propiciariam o desenvolvimento do processo de difusão. Dada a maior influência da qualidade da pasta na resistência à penetração de cloretos, tem interesse estabelecer relações que confrontam esta propriedade, nomeadamente a relação a/c, com o coeficiente de difusão do betão. Nas Figuras 51 e 52, verifica-se que a relação estabelecida tendo em conta apenas cimentos tipo I é relativamente independente do tipo de agregado e segue uma evolução aproximadamente exponencial com a razão a/c. A expressão (4.1) foi definida sem ter em conta o agregado de Lytag. D cl,rcmt = 2.346e (a/c) (4.1) Comparando os resultados obtidos com a curva de evolução sugerida por Bogas (2011), tendo em conta diferentes tipos de agregado, e ainda com resultados reportados no fib 34 (2006) considerando apenas agregados de massa volúmica normal, constatam-se diferenças de até +34% a 25%, excluindo as composições com Lytag. Em geral, no presente trabalho foram obtidos 66

82 D cl,rcmt (x m 2 /s) D cl,rcmt (x m 2 /s) coeficientes de difusão menos otimistas nas misturas de maior compacidade (a/c=0,35), verificandose nos restantes casos valores similares aos sugeridos por Bogas (2011) e fib 34 (2006) ,20 0,40 0,60 NA Bogas Leca Stalite Lytag Argex fib a/c Figura 51 - Coeficientes de difusão de cloretos, agrupados por tipo de agregado, em função de a/c Bogas fib Experimental y = 2,3466e 3,5773x R² = 0, ,20 0,40 0,60 a/c Figura 52 - Curvas teóricas de andamento da difusão de cloretos em função de a/c Influência do tipo de adição Conforme se observa na Figura 45, o coeficiente de difusão tende a aumentar com o aumento da percentagem de substituição de cimento por cinzas (aumentos na ordem dos 20 a 30%), independentemente do tipo de agregado e relação a/l considerados (Figuras 53 a 55). Este fenómeno, igualmente corroborado por outros autores (Thomas 2003; Bogas 2011), é indissociável do reduzido período de cura a que os espécimes se encontram sujeitos. De facto, tendo em consideração que os ensaios foram realizados aos 28 dias e os espécimes só foram curados em água durante os primeiros 7 dias, é natural que as reações pozolânicas neste período não tenham 67

83 D cl,rcmt (x m 2 /s) D cl,rcmt (x m 2 /s) D cl,rcmt (x m 2 /s) sido suficientes para a formação do C-S-H adicional e consequente refinamento da microestrutura, necessário para compensar os produtos de hidratação que resultariam do cimento tipo I que se optou por substituir. Tendo em conta percentagens de substituição de cimento por cinzas semelhantes às utilizadas no presente trabalho, Bogas (2011) verificou que estas só se tornaram verdadeiramente efetivas após um ano de idade. Porém, tendo em consideração betões de idêntica relação a/c (Figura 56), confirma-se que a adição de cinzas tem um efeito benéfico na resistência à penetração, o que demonstra a sua capacidade para a formação adicional de C-S-H e para o consequente refinamento da estrutura. Aliás, um análise cuidada da Figura 56 permite concluir que, como adição, as cinzas volantes e a sílica de fumo conduzem ao aumento da resistência à penetração de cloretos, sendo que este incremento tende a ser maior para percentagens de adição superiores. Assim, para uma dada relação a/c, a dição de cinzas volantes ou sílica conduz, invariavelmente, a diminuição dos coeficientes de difusão. Do mesmo modo, verifica-se que para a obtenção de um dado tipo de resistência à penetração de cloretos, é possível obter resultados semelhantes aos de um cimento tipo I através da adição de cinzas volantes ou sílica de fumo, o que betões com uma relação a/c superior, permitindo assim uma redução do teor de cimento utilizado NA 0,35 Leca 0,35 Stalite 0,35 % Cinzas NA 0,45 Leca 0,45 Stalite 0,45 Lytag 0,45 Argex 0,45 % Cinzas Figura 53 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,35) Figura 54 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,45) NA 0,55 Leca 0,55 Stalite 0, % Cinzas Figura 55 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,55) 68

84 D cl,rcmt (x m 2 /s) NA Leca Stalite Lytag Argex Exponencial (Tipo I) Exponencial (15% Cz) Exponencial (30% Cz) Exponencial (6% SF) Exponencial (9% SF) 0 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 a/c Figura 56 - Curvas de andamento da difusão em função de a/c para as várias adições De facto, a porosidade capilar tende a aumentar exponencialmente com o incremento da relação a/l (Powers 1954) e, como tal, pequenas variações nesta relação conduzem a efeitos importantes na conectividade da microestrutura do betão. Por outras palavras, em estruturas com elevada relação a/l, a substituição de cimento por cinzas, caso não seja efetiva, vai implicar um aumento ainda mais elevado da relação a/c equivalente (aumento da porosidade capilar) que poderá ser suficiente para o estabelecimento de pastas com microestruturas de interconectividade demasiado elevada. Por exemplo, conforme observado no Quadro 18, a substituição de cimento por cinzas nos betões com relação a/l = 0,55 pode implicar relações a/c equivalentes superiores a 0,7, o que neste caso conduz a misturas com elevada interconectividade capilar (Neville 1995, Metha e Monteiro 2006). Em contrapartida, nas matrizes com relação a/l mais baixa, inferior a cerca de 0,4-0,45, a substituição de cimento por cinzas conduz a relações a/c equivalentes que no máximo atingem cerca de 0,55-0,65, permitindo, ainda assim, atingir sistemas porosos cujo os desenvolvimentos capilares apresentam alguma descontinuidade. Em suma, a substituição de cimento por cinzas volantes, resulta numa quantidade de produtos de hidratação do cimento inferior à que seria obtida para um CEM I, facto que, aliado ao aumento da relação a/c, pode conduzir à obtenção de betões com porosidades significativamente superiores às registadas para os betões de CEM I. Contudo, este efeito das cinzas que, à partida, se apresenta como prejudicial, pode ser atenuado ou até mesmo compensado pela progressiva reatividade 69