BETÕES ESTRUTURAIS COM A INCORPORAÇÃO DE AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO

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1 BETÕES ESTRUTURAIS COM A INCORPORAÇÃO DE AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO Influência das condições de cura no desempenho mecânico Nuno Miguel dos Santos Fonseca Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Júri Presidente: Prof. Dr. José Manuel Matos Noronha da Câmara Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito Vogal: Prof. Dr. António Manuel Pinho Ramos Janeiro 2009

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3 RESUMO O desenvolvimento da civilização e o crescimento da população mundial conduziram a sérios problemas ambientais. Não só a emissão de gases potenciadores do efeito de estufa e os níveis de poluição da água alcançaram limites perigosos, como o consumo desmedido de recursos naturais conduzirá ao seu colapso num futuro próximo. Deste modo, a utilização de agregados reciclados de betão na produção de betões estruturais surge como uma alternativa salutar, tanto do ponto de vista da protecção ambiental, como da sustentabilidade das reservas de naturais. Não obstante, para que esta alternativa seja amplamente difundida no sector da construção, é necessário assegurar a sua qualidade e segurança, bem como compreender de forma clara o desempenho de betões com incorporação de agregados reciclados. Nesta investigação, pretendeu-se avaliar o comportamento de betões executados com agregados grossos reciclados de betão, assim como analisar a influência das condições de cura no seu desempenho mecânico. Mais concretamente, procedeu-se à análise da resistência à compressão, da resistência à tracção por compressão diametral, do módulo de elasticidade e da resistência ao desgaste por abrasão. Para a realização dos supracitados ensaios, procedeu-se à elaboração de provetes cúbicos e cilíndricos, para quatro diferentes tipologias de betão: um betão convencional de referência e três betões com taxas de substituição de 20, 50 e 100% de agregados grossos naturais por agregados grossos reciclados de betão. Todas as tipologias foram produzidas com uma relação água / cimento de Relativamente às condições de cura, estabeleceram-se quatro métodos distintos (cura em ambiente de laboratório, cura por imersão em água, cura em câmara húmida e cura em ambiente exterior não controlado), onde os provetes foram mantidos até à data de ensaio. De um modo geral, os betões com incorporação de agregados grossos reciclados de betão, apresentaram uma qualidade aceitável para uma eventual aplicação estrutural, embora, relativamente à resistência à tracção e ao módulo de elasticidade, se tenha verificado um desempenho inferior comparativamente ao betão de referência. Relativamente à influência das condições de cura, não se verifica que betões com incorporação de agregados grossos reciclados sejam afectados de forma distinta dos betões convencionais. PALAVRAS-CHAVE: Resíduos de construção e demolição; Betão; Agregados grossos reciclados de betão; Desempenho mecânico; Condições de cura. i

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5 ABSTRACT Major environmental problems have been caused by the development of civilization and the growth of human population. Not only have the emission of greenhouse gases and water pollution reached dangerous levels, but also, the uncontrolled consumption of natural resources will no longer be sustainable in a near future. The reuse of waste concrete, as recycled aggregates in new structural concrete, is beneficial from the view points of environmental protection and consumption resources. However, to entirely embrace the use of recycled concrete aggregates in the production of new concrete, it is necessary to assure their safety and quality, and fully understand the performance of this concrete. This research aims at evaluating the effect of the incorporation of recycled concrete coarse aggregates on the properties of the concrete, as well as analysing the influence of the curing conditions on mechanical properties of recycled coarse aggregates concrete. In particular, the relations between the compressive strength, the splitting tensile strength, the elasticity modulus and the abrasion resistance are investigated and discussed in detail. In order to accomplish these purposes, cylindrical and cubic specimens were cast, for testing the aforementioned hardened properties of the concrete, with four different concrete mixes: a conventional reference concrete and three concrete with substitution rates of 20, 50 and 100% of natural coarse aggregates by recycled concrete coarse aggregates. All mixes were prepared with a water / binder ratio of Four curing methods were performed, namely, laboratory curing, water curing, wet chamber curing and outer environment curing, to cure the cylindrical and cubic specimens, until the day of testing. The overall findings of this study suggest that recycled coarse aggregates concrete can acquire adequate quality as structural concrete, despite some lesser performance in terms of tensile strength and elasticity modulus, when compared to the reference concrete. On the other hand, they do not seem to be more, or less, affected by the curing conditions than conventional concrete. KEYWORDS: Construction and demolition waste; Concrete; Recycled concrete coarse aggregates; Mechanical behaviour; Curing conditions. iii

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7 AGRADECIMENTOS A concretização desta dissertação é o resultado de vários meses de trabalho, sendo apenas possível graças a uma conjugação harmoniosa de obstáculos e ferramentas para os transpor. Este último desafio não teria tido o mesmo valor se não fosse a valorosa contribuição de algumas pessoas. Quero, por isso, expressar-lhes o meu agradecimento. Ao Professor Doutor Jorge de Brito, orientador científico desta dissertação, expresso o meu profundo agradecimento, pela orientação séria, pela exigência e entusiasmo, mas também pela amizade e pelo apoio e disponibilidade sempre revelados. Ao Professor gostaria também de agradecer as imensas sugestões que trouxe à discussão e o rigor das suas opiniões, que enriqueceram este trabalho. Aos meus colegas investigadores no IST, André Martins, João Figueiredo, Manuel Fernandes, Nuno Cruz e Pedro Amorim pela sua cooperação e camaradagem. Aos técnicos do Laboratório de Materiais de Construção do IST, em particular ao Leonel Silva e ao Fernando Alves, pela ajuda no trabalho efectuado e pela amizade. Ao jovem Afonso de Brito, pela penosa ajuda na peneiração dos agregados e preparação das cofragens. Às empresas Unibetão e SECIL, pela cortesia em cederem os materiais necessários à realização da campanha experimental. Ao Sahba, pelo seu olhar atento e espírito crítico na revisão do texto, mas especialmente pela sua amizade. À Rita, não só pela sua ajuda, tanto a nível da campanha experimental como na revisão da dissertação, mas em especial pelo seu apoio, amizade, companheirismo e compreensão revelados, particularmente nos momentos mais difíceis. À minha Família, pelo incentivo, carinho e preocupação sempre manifestados ao longo do meu percurso académico, bem como na minha vida pessoal. Sem eles, nada disto teria sido possível. Por fim, a todos os meus amigos que, de forma directa ou indirecta, contribuíram para a minha formação enquanto pessoa e enquanto engenheiro. Agradeço o terem tornado esta jornada muito mais fácil do que o que seria sem vocês. v

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9 ÍNDICE GERAL RESUMO... i ABSTRACT...iii AGRADECIMENTOS... v ÍNDICE GERAL...vii ÍNDICE DE FIGURAS... xiii ÍNDICE DE QUADROS...xix ABREVIATURAS...xxi 1 INTRODUÇÃO CONSIDERAÇÕES INICIAIS OBJECTIVOS DA DISSERTAÇÃO METODOLOGIA E ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO STATE OF THE ART INTRODUÇÃO PROPRIEDADES DOS AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO Resistência mecânica Massa volúmica e baridade Absorção de água Forma das partículas PROPRIEDADES DOS BETÕES COM INCORPORAÇÃO DE AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO Trabalhabilidade Massa volúmica Resistência à compressão Resistência à tracção por compressão diametral Módulo de elasticidade Resistência à abrasão INFLUÊNCIA DAS CONDIÇÕES DE CURA NO DESEMPENHO DOS BETÕES Resistência à compressão Resistência à tracção por compressão diametral Módulo de elasticidade Resistência à abrasão CONCLUSÕES vii

10 3 CAMPANHA EXPERIMENTAL INTRODUÇÃO PLANIFICAÇÃO DA CAMPANHA EXPERIMENTAL ª fase experimental ª fase experimental ª fase experimental ª fase experimental FORMULAÇÃO DOS BETÕES Introdução Betão de origem (BO) Betão de referência (BR) Máxima dimensão do agregado (D máx) Valor médio de tensão de rotura à compressão (f cm) Relação água / cimento (a/c) Volume de vazios (V V) Índice de vazios (I V) Dosagem de água de amassadura (A) Dosagem de cimento (C) Volume das partículas de cimento (V C) Volume das partículas sólidas (V S) Percentagem de cimento relativamente ao volume sólido total (C %) Curva de referência de Faury Composição do betão de referência (BR) BRITAGEM DOS AGREGADOS ENSAIOS DE IDENTIFICAÇÃO DOS AGREGADOS Análise granulométrica Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados Massa volúmica e absorção de água Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados...69 viii

11 3.5.3 Massa volúmica aparente Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados Desgaste de Los Angeles Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados Teor de humidade Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados Índice de forma Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados Evolução da absorção de água Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados ENSAIOS AO BETÃO FRESCO Abaixamento (cone de Abrams) Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento de ensaio Resultados...85 ix

12 3.6.2 Massa volúmica Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimentos de ensaio Resultados ENSAIOS AO BETÃO ENDURECIDO Resistência à compressão Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Provetes de ensaio Procedimentos de ensaio Resultados Resistência à tracção por compressão diametral Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Provetes de ensaio Procedimentos de ensaio Resultados Módulo de elasticidade Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Provetes de ensaio Procedimentos de ensaio Resultados Resistência à abrasão Objectivo do ensaio Normas de ensaio Aparelhos e utensílios Provetes de ensaio Procedimentos de ensaio Resultados CONDIÇÕES DE CURA LCC laboratory conditions curing / cura em ambiente de laboratório OEC outer environment curing / cura em ambiente exterior (não controlado) WCC wet chamber curing / cura em câmara húmida WIC water immersion curing / cura por imersão em água x

13 4 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL INTRODUÇÃO ENSAIOS DE IDENTIFICAÇÃO DOS AGREGADOS Análise granulométrica Areia fina Areia grossa Bago de arroz Brita Brita Agregados reciclados de betão Massa volúmica e absorção de água Massa volúmica aparente Desgaste de Los Angeles Teor de humidade Índice de forma Evolução da absorção de água ENSAIOS AO BETÃO FRESCO Abaixamento (cone de Abrams) Massa volúmica ENSAIOS AO BETÃO ENDURECIDO Resistência à compressão Resistência à tracção por compressão diametral Módulo de elasticidade Resistência à abrasão CONCLUSÕES Propriedades dos agregados reciclados de betão Propriedades dos BAGRB em estado fresco Propriedades dos BAGRB em estado endurecido CONCLUSÕES E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS CONSIDERAÇÕES FINAIS CONCLUSÕES GERAIS PROPOSTAS DE DESENVOLVIMENTO FUTURO BIBLIOGRAFIA xi

14 ANEXO A ANEXO B ANEXO C ANEXO D ANEXO E ANEXO F ANEXO G ANEXO H ANEXO I ANEXO J ANEXO K ANEXO L ANEXO M ANEXO N Estudo da composição do BO C30/37, Unibetão Registo de temperatura e humidade (ambiente OEC) Análise granulométrica e massa volúmica dos AGP Massa volúmica e absorção de água Massa volúmica aparente Desgaste de Los Angeles Teor de humidade Índice de forma Evolução da absorção de água dos AGRB Abaixamento e massa volúmica do betão em estado fresco Resistência à compressão Resistência à tracção por compressão diametral Módulo de elasticidade Resistência à abrasão xii

15 ÍNDICE DE FIGURAS Figura 2.1 Variação da densidade das partículas com a sua dimensão... 6 Figura 2.2 Absorção de água dos AGRB após 10 minutos e após 24 horas... 9 Figura 2.3 Absorção de água ao longo do tempo pelos AGRB... 9 Figura 2.4 Relação entre a massa volúmica do betão fresco e a massa volúmica dos agregados Figura 2.5 Relação entre a massa volúmica do betão fresco e a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.6 Variação da relação entre resistências à compressão com a taxa de substituição de AP por AR Figura 2.7 Resultados da campanha experimental de Resende et al. (2004) Figura 2.8 Variação da resistência à compressão com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.9 Evolução da resistência à compressão Figura 2.10 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite, e Soberón (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) Figura 2.11 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite e Soberón (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) Figura 2.12 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias, Rocha e Resende, Rosa e Ferreira (à esquerda) e sem Rocha e Resende, Matias, BAGRC de Figueiredo e a 1.ª fase de Evangelista (à direita) Figura 2.13 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias, Rocha e Resende, Rosa e Ferreira (à esquerda) e sem Rocha e Resende, Matias, BAGRC de Figueiredo e a 1.ª fase de Evangelista (à direita) Figura 2.14 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a taxa de substituição de AP por AR Figura 2.15 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.16 Variação da resistência à tracção por compressão diametral com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.17 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Leite, Soberón e Kou et al. (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) xiii

16 Figura 2.18 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Leite, Soberón e Kou et al. (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) Figura 2.19 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias e Rocha e Resende Figura 2.20 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias e Rocha e Resende Figura 2.21 Diagrama tensão-extensão de um BR e um BAGRB Figura 2.22 Variação do módulo de elasticidade com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.23 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite e Soberón (à esquerda), e sem Leite (à direita) Figura 2.24 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite e Soberón (à esquerda), e sem Leite (à direita) Figura 2.25 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Ferreira, Figueiredo, Gomes e Rocha e Resende (à esquerda), e sem Rocha e Resende (à direita) Figura 2.26 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Ferreira, Figueiredo, Gomes e Rocha e Resende (à esquerda), e sem Rocha e Resende e Figueiredo (à direita) Figura 2.27 Variação da relação entre resistências ao desgaste por abrasão com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.28 Variação da resistência ao desgaste por abrasão com a taxa de substituição de AP por AGR cerâmicos Figura Variação da relação entre resistências ao desgaste por abrasão com a taxa de substituição de AFP por AFR Figura 2.30 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Matias e Rosa (à esquerda), sem Matias (ao centro) e sem Rosa (à direita) Figura 2.31 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Matias e Rosa (à esquerda), sem Matias (ao centro) e sem Rosa (à direita) Figura 2.32 Influência da cura húmida na resistência à compressão Figura 2.33 Influência das condições de cura na resistência à compressão aos 28 dias Figura 2.34 Ciclo da cura a vapor xiv

17 Figura 2.35 Evolução da resistência à compressão ao longo do tempo Figura 2.36 Variação da resistência à compressão aos 7, 28 e 90 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.37 Evolução da resistência à tracção por compressão diametral ao longo do tempo Figura 2.38 Variação da resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.39 Influência das condições de cura e da sua duração, no módulo de elasticidade 38 Figura 2.40 Variação do módulo de elasticidade aos 28 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 2.41 Influência das condições e do método de acabamento na resistência à abrasão Figura 2.42 Influência da porosidade na resistência ao desgaste por abrasão Figura 2.43 Influência das condições de cura e da sua duração na resistência à abrasão Figura 3.1 Cofragem em construção para a recepção do BO Figura 3.2 Correlação entre f cm 28 e relação a/c Figura 3.3 Curva de referência de Faury Figura 3.4 Britadeira de maxilas Figura 3.5 Regulação da abertura das maxilas Figura 3.6 Chapas de regulação da abertura das maxilas Figura 3.7 Secagem das amostras em estufa ventilada a 110 ºC Figura 3.8 Coluna de peneiros Figura 3.9 Máquina de peneiração Figura 3.10 Pesagem da fracção retida num dado peneiro Figura 3.11 Picnómetro com o provete de ensaio (D máx entre 4 mm e 31.5 mm) Figura 3.12 Secagem da superfície dos agregados (D máx entre 4 mm e 31.5 mm) Figura 3.13 Picnómetro com o provete de ensaio (D máx entre mm e 4 mm) Figura Secagem da superfície dos agregados (D máx entre mm e 4 mm) Figura 3.15 Amostras em estufa Figura 3.16 Colocação do provete de ensaio no recipiente Figura 3.17 Máquina de Los Angeles Figura 3.18 Lavagem das amostras Figura 3.19 Provete de ensaio, antes de ser inserido na máquina de Los Angeles Figura 3.20 Colocação do provete de ensaio no interior da câmara Figura 3.21 Colocação da carga abrasiva no interior da câmara Figura 3.22 Peneiração do material após desgaste Figura 3.23 Lavagem do material após desgaste e peneiração Figura 3.24 Separação das partículas não-cúbicas Figura 3.25 Pesagem do material, após separação Figura 3.26 Colocação do cesto de rede no tanque com água xv

18 Figura 3.27 Secagem das partículas de agregado Figura 3.28 Equipamento para o ensaio de abaixamento Figura 3.29 Medição do abaixamento sofrido pelo betão Figura 3.30 Formas de abaixamento Figura 3.31 Vibração do provete de ensaio Figura 3.32 Nivelamento da superfície Figura 3.33 Limpeza do exterior do recipiente Figura 3.34 Pesagem do recipiente com o betão fresco Figura 3.35 Prensa hidráulica de 4 colunas Figura 3.36 Controlo da prensa hidráulica de 4 colunas Figura 3.37 Pesagem do provete Figura 3.38 Rotura do provete (ensaio de compressão) Figura 3.39 Roturas satisfatórias de provetes cúbicos Figura 3.40 Roturas não satisfatórias de provetes cúbicos Figura 3.41 Exemplo ilustrativo de um posicionador Figura 3.42 Prensa hidráulica de 4 colunas e respectivo controlador Figura 3.43 Posicionador e faixas de cartão prensado utilizadas Figura 3.44 Posicionamento do provete Figura 3.45 Rotura do provete (ensaio de tracção por compressão diametral) Figura 3.46 Prensa hidráulica com provete Figura 3.47 Rótula metálica Figura 3.48 PC e data logger (à esquerda) e controlo da prensa hidráulica (à direita) Figura 3.49 Máquina de abrasão de Böhme Figura 3.50 Distribuição dos pontos de medição Figura 3.51 Provete de ensaio Figura 3.52 Provete durante o ensaio Figura 3.53 LCC cura em ambiente de laboratório Figura 3.54 OEC cura em ambiente exterior (não controlado) Figura 3.55 Estrutura de abrigo do termo-higrómetro Figura 3.56 WCC cura em câmara húmida Figura 3.57 WIC cura por imersão em água Figura 4.1 Curva granulométrica da areia fina Figura 4.2 Curva granulométrica da areia grossa Figura 4.3 Curva granulométrica do bago de arroz Figura 4.4 Curva granulométrica da brita Figura 4.5 Curva granulométrica da brita Figura Curva granulométrica dos agregados reciclados de betão Figura 4.7 Evolução da absorção de água dos AGRB Figura 4.8 Resultados do ensaio de abaixamento (4.ª fase experimental) Figura 4.9 Resultados do ensaio de determinação da massa volúmica do betão fresco xvi

19 Figura 4.10 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (OEC) Figura 4.11 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (LCC) Figura 4.12 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (WCC) Figura 4.13 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (WIC) Figura Variação da resistência à compressão com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 4.15 Variação da relação entre resistências à compressão do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita) Figura 4.16 Resumo da variação da relação entre resistências à compressão do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita), da presente investigação e dos levantamentos de Alves e Robles Figura 4.17 Variação da resistência à tracção por compressão diametral com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 4.18 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita) Figura 4.19 Resumo da variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita), da presente investigação e dos levantamentos de Alves e Robles Figura 4.20 Variação do módulo de elasticidade com a taxa de substituição de AGP por AGRB Figura 4.21 Variação da relação entre módulos de elasticidade do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita) Figura 4.22 Resumo da variação da relação entre módulos de elasticidade do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita), da presente investigação e dos levantamentos de Alves e Robles Figura 4.23 Comparação da resistência ao desgaste por abrasão dos diferentes ambientes de cura com as referências bibliográficas Figura 4.24 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre massas volúmicas dos agregados da presente campanha e do levantamento de Alves (2007); sem Matias (ao centro), e sem Rosa (à direita) Figura 4.25 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre absorções de água dos agregados da presente campanha e do levantamento de Alves (2007); sem Matias (ao centro), e sem Rosa (à direita) xvii

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21 ÍNDICE DE QUADROS Quadro 2.1 Resultados do ensaio de Los Angeles das referências bibliográficas... 6 Quadro 2.2 Massas volúmicas das referências bibliográficas... 7 Quadro 2.3 Absorções de água das referências bibliográficas... 8 Quadro 2.4 Resultados do ensaio de compressão de Hansen e Marga (1988) Quadro 3.1 Quantidades, dimensões e idade dos provetes ensaiados Quadro 3.2 Composição do betão de origem (C30/37) Quadro 3.3 Resultados do ensaio de compressão do BO (28 dias) Quadro 3.4 Desvio padrão em função do grau de controlo de produção Quadro 3.5 Relação entre o volume de vazios e a máxima dimensão dos agregados Quadro 3.6 Valores dos parâmetros K e K Quadro 3.7 Valores dos parâmetros A e B Quadro 3.8 Percentagem de material passante por peneiro Quadro 3.9 Volume relativo de cada fracção granulométrica Quadro 3.10 Composição do betão de referência (BR) Quadro 3.11 Aberturas das maxilas e combinações de placas Quadro 3.12 Análise granulométrica AGRB (#6 22 mm 15 mm) Quadro 3.13 Massa dos provetes de ensaio (análise granulométrica) Quadro 3.14 Massa dos provetes de ensaio (massa volúmica e absorção de água) Quadro 3.15 Volumetria do recipiente de ensaio (massa volúmica aparente) Quadro 3.16 Massa dos provetes de ensaio (índice de forma) Quadro 3.17 Quantidade, dimensões e idade dos provetes (ensaio compressão) Quadro 4.1 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da areia fina Quadro 4.2 Análise granulométrica da areia fina Quadro 4.3 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da areia grossa Quadro 4.4 Análise granulométrica da areia grossa Quadro 4.5 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio do bago de arroz Quadro 4.6 Análise granulométrica do bago de arroz Quadro 4.7 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da brita Quadro 4.8 Análise granulométrica da brita Quadro 4.9 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da brita Quadro 4.10 Análise granulométrica da brita Quadro 4.11 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio dos AR de betão Quadro Análise granulométrica dos AR de betão Quadro 4.13 Massas volúmicas e absorção de água dos agregados Quadro Massas volúmicas e absorção de água dos agregados de estudos anteriores 115 Quadro 4.15 Massas volúmicas aparentes dos agregados Quadro 4.16 Resultados do ensaio de desgaste de Los Angeles Quadro 4.17 Teor de humidade dos AGP e AGRB xix

22 Quadro 4.18 Resultados do ensaio de determinação do índice de forma Quadro 4.19 Resultados do ensaio de determinação da massa volúmica do betão fresco Quadro 4.20 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (OEC) Quadro 4.21 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (LCC) Quadro 4.22 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (WCC) Quadro 4.23 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (WIC) Quadro 4.24 Resistência à tracção por compressão diametral Quadro 4.25 Resultados do ensaio de determinação do módulo de elasticidade Quadro 4.26 Resultados do ensaio de resistência ao desgaste por abrasão xx

23 ABREVIATURAS AFP AFR AGP AGR AGRB AP AR BAGR BAGRB BAGRC BAR BO BR B20 B50 B100 LCC OEC RCD WCC WIC agregados finos principais ou naturais; agregados finos reciclados ou secundários; agregados grossos primários ou naturais; agregados grossos reciclados ou secundários; agregados grossos reciclados ou secundários de betão; agregados primários ou naturais, de origem pétrea; agregados reciclados ou secundários; betão fabricado com incorporação apenas de agregados reciclados, mesmo que não substituindo na totalidade os agregados grossos primários; betão fabricado com incorporação apenas de agregados reciclados de betão, mesmo que não substituindo na totalidade os agregados grossos primários; betão fabricado com incorporação apenas de agregados reciclados cerâmicos, mesmo que não substituindo na totalidade os agregados grossos primários; betão fabricado com incorporação, mesmo que parcial, de agregados reciclados; betão de origem; betão de referência ou convencional, sem incorporação de agregados reciclados; betão com 20% de substituição de AGP por AGRB; betão com 50% de substituição de AGP por AGRB; betão com substituição integral de AGP por AGRB; laboratory conditions curing cura em ambiente de laboratório; outer environment curing cura em ambiente exterior (ambiente não controlado); resíduos de construção e demolição; wet chamber curing cura em câmara húmida; water immersion curing cura por imersão em água. xxi

24 xxii

25 INTRODUÇÃO 1 INTRODUÇÃO 1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS Por todo o mundo, o ramo da construção é um dos mais vastos sectores que compõem a indústria de um país. Todos os dias são produzidos milhares de toneladas de resíduos de construção e demolição (RCD), sendo estes posteriormente depositados em locais não apropriados, tais como aterros, ou ilegalmente depostos em terrenos baldios (situação bastante corrente em Portugal). Apenas uma pequena percentagem destes resíduos é reutilizada, sendo que, ao nível do território nacional, essa reciclagem é, basicamente, nula. Só em Portugal são produzidos, em média per capita, 440 kg de RCD por ano, sendo este número apenas uma estimativa de ordem inferior, pois a grande maioria dos resíduos não é actualmente declarada (BÁRRIA, 2006). Estima-se que apenas 28%, de 100 milhões de toneladas de RCD produzidos anualmente na União Europeia, sejam reaproveitados. Contudo, existe uma grande disparidade de valores entre países; num extremo, encontram-se países onde este valor atinge 90% de reciclagem de inertes, como por exemplo a Dinamarca, a Holanda e a Bélgica, e no outro, países como Portugal, a Espanha (exceptuando a zona da Catalunha) e Grécia, onde este valor é inferior a 5% (BÁRRIA, 2006). Embora a construção civil seja uma actividade bastante antiga, só recentemente se começou a equacionar a problemática dos RCD, em parte devido à crescente consciencialização ambiental da população mundial. O grande entrave na resolução desta problema, a nível nacional, reside na inexistência, até há pouco tempo 1, de um enquadramento legal na gestão de RCD e na falta de vontade política para a sua abordagem, sem esquecer que, até agora, a disponibilidade de agregados principais (AP) não era posta em causa, devido à vasta disponibilidade de recursos naturais. Existe ainda o problema de os projectistas e empreiteiros encararem os agregados reciclados (AR) como resíduos ou, quando muito, como subprodutos. Esta mentalidade encontra-se no entanto ultrapassada, sendo que os AR possuem um enorme potencial de aproveitamento como agregados grossos reciclados (AGR), no fabrico de betão estrutural com a incorporação de agregados grossos reciclados (BAGR), por substituição dos agregados grossos primários de origem pétrea (AGP). 1 Apenas recentemente foi publicado no Diário da República, a 12 de Março de 2008, o Decreto-Lei n.º 46/2008 que regula e estabelece as normas técnicas relativas às operações de gestão de RCD. 1

26 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB No entanto, o conhecimento das propriedades e desempenho estrutural do betão com incorporação de agregados reciclados (BAR) é reduzido, comparativamente ao betão composto apenas por agregados naturais ou betão de referência (BR), visto este último ser já objecto de múltiplos estudos e investigações há vários anos. Este desconhecimento dificulta a adopção e ampla utilização dos BAR. Posto isto, é fundamental efectuar investigações que permitam aprofundar e comprovar o comportamento do betão com incorporação de agregados reciclados e estabelecer as suas condições de aplicabilidade, de modo a criar as bases necessárias à elaboração de regulamentos técnicos. É com base nestes pressupostos que surge esta dissertação, em que se realizará uma investigação sobre betões estruturais com inclusão de agregados grossos reciclados de betão (BAGRB), mais precisamente na influência das condições de cura no desempenho mecânico dos mesmos. 1.2 OBJECTIVOS DA DISSERTAÇÃO A dissertação apresentada de seguida, desenvolvida no âmbito do Mestrado Integrado em Engenharia Civil, pretende contribuir para o aprofundamento da investigação existente no domínio da gestão e reutilização dos RCD, de modo a reduzir o impacte ambiental provocado por estes e diminuir a utilização de recursos naturais, normalmente consumidos na produção de betões. Pretende-se, com a realização deste trabalho de investigação, avaliar a influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB, para diferentes taxas de substituição de AGP por AGRB, e ainda comparar este com o BR, avaliando o efeito da incorporação dos AGRB no desempenho do betão. Para tal, desenvolveu-se uma campanha experimental na qual foram produzidos betões com diferentes taxas de incorporação de AGRB (0% ou BR, 20, 50 e 100%), posteriormente submetidos a quatro condições de cura distintas (ambiente de laboratório, ambiente exterior, ambiente saturado e imersão em água). Relativamente ao desempenho mecânico, as propriedades avaliadas foram: resistência à compressão, resistência à tracção, módulo de elasticidade e resistência ao desgaste por abrasão. As comparações entre os desempenhos dos betões têm como condição que todos apresentem a mesma composição volumétrica, curva granulométrica, relação a/c efectiva e trabalhabilidade. De referir que, a par desta dissertação, foi realizada uma outra subordinada ao mesma tema, mas focando o aspecto da durabilidade de betões com agregados reciclados de betão, realizada pelo aluno Pedro Miguel Evaristo Amorim, também do Instituto Superior Técnico. 2

27 INTRODUÇÃO 1.3 METODOLOGIA E ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO A metodologia planeada para a realização deste trabalho de investigação, que culminou com a redacção da presente dissertação, teve como primeira etapa a recolha de informação através de uma pesquisa bibliográfica realizada a nível nacional e internacional. Pretendeu-se adquirir um conhecimento global sobre o tema em questão, reunir os instrumentos necessários à planificação e elaboração da campanha experimental e ganhar sensibilidade para a análise dos resultados dos ensaios. A etapa seguinte foi a preparação do plano de ensaios, com base nos elementos bibliográficos apropriados, tais como normas e ensaios normalizados de agregados e de betão estrutural. Esta fase apresenta-se como ponto fulcral desta dissertação, já que se pretendeu definir todo o plano de acções a realizar na campanha experimental. Deste modo, foram determinados e planificados em detalhe os ensaios a realizar, assim como a monitorização dos seus resultados, constando ainda, no plano de ensaios, os recursos e as quantidades de materiais necessárias. Após a sua planificação, a campanha experimental, composta pela realização dos ensaios e recolha de resultados, foi executada. Esta seguiu rigorosamente o previsto no plano de ensaios, ainda que sem dispensar a capacidade crítica necessária a qualquer projecto. Na primeira fase da campanha experimental, procedeu-se à preparação de todo o material necessário para a realização dos ensaios, ou seja, obtenção de agregados grossos reciclados (AGR) a serem incorporados, bem como de agregados naturais, areia e cimento. A segunda fase da campanha experimental foi reservada à caracterização dos agregados, tanto os reciclados (AGRB) como os primários (grossos e finos), que foram empregues no fabrico do betão. Na terceira fase, pretendeu-se avaliar e corrigir a composição de cada um dos betões, de forma a obter-se uma trabalhabilidade correcta, garantindo-se assim uma fluidez adequada do material, sem que exista separação dos materiais constituintes do mesmo. É importante manter a mesma trabalhabilidade entre os diferentes betões, de forma a isolar a variável referente às condições de cura, para que no final seja possível realizar comparações entre os resultados obtidos para cada tipo de cura. A quarta e última fase da campanha experimental, teve por objectivo avaliar os diferentes tipos de betões fabricados sob o ponto de vista do desempenho mecânico e da deformabilidade. Numa quarta etapa, procedeu-se ao tratamento e análise conjunta dos resultados obtidos, com base no desempenho dos BAGRB, em função da taxa de substituição em causa e das condições de cura a que foram submetidos. Discutiram-se e justificaram-se os comportamentos registados, que foram analisados através de uma identificação das causas, tendo-se confrontado os resultados desta dissertação com os obtidos por outros investigadores na área da utilização de AGRB no fabrico de betões estruturais. 3

28 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Finalmente, na última etapa deste trabalho de investigação, passou-se à concretização da dissertação, na qual se propôs compilar todas as informações, análises, discussões e conclusões, e organizá-las e apresentá-las num texto coerente, conciso e claro. Deste modo, organizando toda esta informação sobre a forma de dissertação, e considerando todas as fases necessárias para a sua elaboração, obtêm-se seis capítulos, cujo conteúdo é a seguir descrito: capítulo 1: este capítulo consiste essencialmente numa introdução, com algumas considerações iniciais acerca dos principais motivos de desenvolvimento da dissertação e seus objectivos; por fim, é apresentada a metodologia utilizada para a sua elaboração e a forma como está organizada e distribuída a informação obtida; capítulo 2: este capítulo dedica-se a um levantamento do state of the art, a nível nacional e internacional, com a descrição e análise dos resultados obtidos nas diferentes investigações desenvolvidas acerca do uso de AR, com relevância para este trabalho de investigação, dando notícia das particularidades e nuances decorrentes; a última parte deste capítulo é exclusivamente dedicada ao tema da influência das condições de cura no desempenho dos betões; capítulo 3: neste capítulo, descreve-se o programa experimental desenvolvido, nomeadamente em termos de apresentação e ilustração dos ensaios realizados (tipo, objectivos, normas, procedimentos, aparelhos e utensílios) sobre os agregados, betão no estado fresco e betão no estado endurecido; são também apresentados os cálculos efectuados para a determinação das composições dos betões testados, bem como a descrição das condições de cura às quais estes foram submetidos; capítulo 4: este capítulo dedica-se à apresentação dos resultados obtidos durante a campanha experimental, para todos os ensaios descritos no capítulo 3, tentando extrair conclusões destes, aferindo a variação de desempenho dos betões com o aumento da incorporação de AGRB e a influência das condições de cura, por comparação com o BR; estabelece-se ainda, quando aplicável, comparação com os resultados das outras investigações, recolhidos no capítulo 2; capítulo 5: neste capítulo, apresentam-se as conclusões estabelecidas durante esta investigação, realçando-se os resultados obtidos relativamente à influência das condições de cura nos BAGRB, para além das justificações encontradas para estes; complementa-se o capítulo com a apresentação de várias propostas de trabalhos a realizar futuramente, com vista a caracterizar os parâmetros em falta ou no sentido de esclarecer dúvidas pendentes, bem como aprofundar o conhecimento na área de utilização de agregados reciclados na produção de betão; capítulo 6: este capítulo destina-se à apresentação da bibliografia que serviu de referência para este trabalho. Por fim, esta dissertação encerra ainda os anexos referenciados ao longo do texto. 4

29 STATE OF THE ART 2 STATE OF THE ART 2.1 INTRODUÇÃO Neste capítulo, pretende-se apresentar de forma sucinta os resultados obtidos em outras investigações relativas à incorporação de agregados grossos reciclados de betão (AGRB) em novos betões, assim como a influência de diferentes tipos de cura no seu desempenho mecânico. Numa primeira análise, abordam-se as propriedades dos agregados reciclados, seguidas do desempenho mecânico e deformabilidade dos betões. São focados os aspectos com maior relevância para a realização da campanha experimental e para a posterior análise e discussão dos resultados, com especial ênfase na influência das condições de cura. 2.2 PROPRIEDADES DOS AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO Resistência mecânica A resistência mecânica dos AR é, em princípio, inferior à dos seus homólogos naturais, devido à argamassa endurecida aderida aos primeiros. Deste modo, os AR de betão apresentam uma menor resistência ao esmagamento e desgaste, comparativamente aos AP. Contudo, a resistência de betões de gama média / baixa depende fundamentalmente da resistência da pasta de cimento. A resistência dos agregados apenas assume uma importância particular na resistência do betão, caso a primeira seja cerca de duas vezes inferior a da pasta de cimento (BRITO, 2005; COUTINHO, 1988). A título de exemplo, referem-se os betões com incorporação de agregados leves e agregados cerâmicos (reciclados ou não), assim como os AR provenientes de betões de muito fraca resistência. É ainda de destacar o caso dos BAR de elevado desempenho, todavia, não se tem tentando fabricar este tipo de betão, nem se prevê, actualmente, que esta seja uma reutilização expectável para os AR. Não obstante esta propriedade não revelar uma particular importância no caso dos AR de betão, Hansen (1992) refere que estes, usualmente, satisfazem os requisitos mínimos impostos pelas normas vigentes. O ensaio de Los Angeles permite aferir a resistência dos agregados à abrasão e ao desgaste, sendo referido como um bom indicador da resistência mecânica dos mesmos. Relativamente a 5

30 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB este ensaio, a norma LNEC E-373 estipula um limite de 50% de desgaste máximo, para agregados a serem incorporados no fabrico de betões estruturais. No Quadro 2.1, é exposto o resumo do levantamento bibliográfico realizado relativamente à perda por desgaste ( LA), segundo o ensaio de Los Angeles. Quadro 2.1 Resultados do ensaio de Los Angeles das referências bibliográficas Autor Agregado LA (%) AGRB / 6-12 mm 29.5 Barra e Vazquez (1998) AGRB / mm 31.0 Gomes (2008) Movassaghi (2006) AGP 28.5 AGRB 38.0 AGP 11.0 AGRB Massa volúmica e baridade É amplamente aceite na comunidade científica que a massa volúmica e a baridade (também designada por massa volúmica aparente) dos AR é menor, comparativamente aos seus homólogos pétreos. Tal deve-se à argamassa que se encontra aderida aos AR de betão, que possui uma porosidade superior à da rocha (HANSEN, 1992). Por outras palavras, baridade é a massa por unidade de volume aparente de um determinado conjunto de agregados, dependendo do grau de compactação, da curva granulométrica e da forma dos agregados, mas não do processo de trituração (BRITO, 2005). Müeller e Winkler (1999) referem que a discrepância entre a densidade das partículas e a sua massa volúmica aparente depende directamente da sua dimensão, sendo que as partículas de maiores dimensões apresentam uma menor variação (Figura 2.1). Figura 2.1 Variação da densidade das partículas com a sua dimensão (MÜELLER E WINKLER, 1999) 6

31 STATE OF THE ART Segundo Brito (2005), quanto maior a massa volúmica, tanto das partículas como do seu conjunto (baridade), melhor será o desempenho do betão que estas incorporem, sendo deste modo uma medida indirecta da sua qualidade. No Quadro 2.2, é exposto o resumo do levantamento bibliográfico realizado, relativamente às massas volúmicas dos agregados, sendo que ρ a se refere à massa volúmica do material impermeável, ρ rd à massa volúmica das partículas secas em estufa, ρ ssd à massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca e ρ b à massa volúmica aparente (baridade). Quadro 2.2 Massas volúmicas das referências bibliográficas Autor Agregado ρ a (kg/dm 3 ) ρ rd (kg/dm 3 ) ρ ssd (kg/dm 3 ) ρ b (kg/dm 3 ) AGRB / 6-12 mm Barra e Vazquez (1998) AGRB / mm Ferreira (2007) Gomes (2007) Matias (2005) Movassaghi (2006) Brita Brita AGRB Brita Brita AGRB AGP / 1.43 AGRB / 1.26 AGP AGRB Absorção de água A absorção de água dos agregados depende da porosidade destes, pelo que a absorção dos AR de betão, finos ou grossos, se encontra profundamente relacionada com a argamassa aderida aos mesmos. A elevada porosidade da argamassa aderida às partículas recicladas induz que estas apresentem uma absorção de água substancialmente superior à dos AGP. A elevada porosidade dos AGRB, e consequentemente a sua maior absorção de água, é a principal propriedade responsável pelas divergências existentes ao nível do desempenho mecânico e da durabilidade entre o BR e o BAR, assim como da trabalhabilidade dos mesmos. Sanchez (2004) refere que absorção registada pelos AP oscila entre 0 e 4%, o que se traduz numa absorção de água desprezável aquando da amassadura, sem que a relação a/c 2 seja afectada (COUTINHO, 1988). Todavia, o mesmo autor registou valores de absorção de água, por parte da argamassa aderida, entre 16 e 17%. 2 Relação água / cimento aparente: quociente entre a quantidade total de água introduzida na amassadura e a quantidade de cimento. 7

32 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Hasaba et al. (1981), secundados por Hansen e Narud (1983), que desenvolveram estudos subordinados à temática dos AR de betão, obtiveram valores de absorção de água próximos de 7%, relativamente às partículas grossas (dimensões entre 5 e 25 mm) e de 11% para a parcela fina (dimensões inferiores a 5 mm). Segundo Coutinho (1988), são admissíveis valores de absorção de água até 5%, sem que seja necessário proceder a ensaios adicionais. Já a norma japonesa JIS A 5021 (2005) Recycled aggregate for concrete class H estabelece como limite máximo de absorção de água o valor de 3%, tanto para agregados finos como grossos. No Quadro 2.3, é exposto o resumo do levantamento bibliográfico realizado, relativamente à absorção de água dos agregados (WA). Quadro 2.3 Absorções de água das referências bibliográficas Autor Agregado WA (%) AGRB / 6-12 mm 16.8 Barra e Vazquez (1998) AGRB / mm 15.6 Ferreira (2007) Gomes (2007) Hasaba et al. (1981) Matias (2005) Movassaghi (2006) Areia 2.3 Brita Brita AGRB 5.8 Brita Brita AGRB 8,5 AFRB 11.0 AGRB 7.0 AGP 0.8 AGRB 4.1 AGP 1.4 AGRB 11.6 Além da elevada absorção de água registada nos AGRB, verifica-se que esta ocorre nos instantes iniciais, pelo que a relação a /c 3 efectiva é afectada. Mellman et al. (1999) referem que 70 a 95% da absorção de água dos agregados reciclados ocorre durante os primeiros 10 minutos de imersão. Os resultados obtidos por Sanchez (2004) (Figura 2.2) e Bairagi et al. (1993) vão de encontro a estes valores, tendo estes investigadores chegado a absorções, após 10 minutos de imersão em água, de 90 e 76%, respectivamente. De modo a evitar que a relação a /c dos BAGRB seja afectada, é possível recorrer-se à pré- -saturação dos AR ou adicionando uma quantidade extra de água durante a amassadura, compensando deste modo a que será absorvida pelos AGRB. 3 Relação água / cimento efectiva: quociente entre a quantidade de água disponível na amassadura para hidratação do cimento e a quantidade de cimento. 8

33 STATE OF THE ART Figura 2.2 Absorção de água dos AGRB após 10 minutos e após 24 horas (SANCHEZ, 2004) Ferreira (2007) realizou um estudo sobre a influência da pré-saturação dos AGRB, comparando-a com o método de compensação de água de amassadura. Ao analisar a evolução da absorção de água ao longo do tempo (Figura 2.3), e a par das anteriores referências bibliográficas, obteve que 70% da absorção potencial de água dos AGRB ocorre no primeiro minuto, sendo atingindo o valor de 90% após 5 minutos. O mesmo autor concluiu ainda que a pré-saturação dos AGRB foi prejudicial ao desempenho mecânico do betão e, em especial, ao desempenho de durabilidade, sendo por isso preferível proceder-se à compensação de água durante a amassadura, como forma de controlar os efeitos da elevada absorção de água dos AGRB. Figura 2.3 Absorção de água ao longo do tempo pelos AGRB (FERREIRA, 2007) Forma das partículas A forma das partículas de agregado influencia directamente as propriedades do betão, assim como a sua trabalhabilidade, o ângulo de atrito interno, a compacidade e, em última análise, todas as que dependem da quantidade de água de amassadura (COUTINHO, 1988; BRITO, 2005). 9

34 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Partículas mais arredondadas, isto é, menos angulosas originam um ângulo de atrito interno do betão inferior, o que conduz a uma melhor trabalhabilidade e melhor compacidade da mistura (COUTINHO, 1988). Deste modo, o processo de obtenção dos agregados adquire uma importância fulcral na forma das partículas. No que diz respeito aos AP, estes são tipicamente britados ou rolados, sendo que os AR são necessariamente britados. Os agregados rolados apresentam, em princípio, uma forma mais arredondada, o que contribui positivamente no desempenho do betão que compõe. Quanto aos agregados britados, pétreos e reciclados, as melhores granulometria e forma são obtidas recorrendo inicialmente a uma britadeira de maxilas, seguida de uma rotativa (GONÇALVES e NEVES, 2003). Comparativamente, os AGRB apresentam usualmente uma superfície mais rugosa e um formato mais alongado do que os AGP que lhes deram origem (BRITO, 2005; GONÇALVES, 2001). Sanchez (2004), reportando-se a Kikuchi et al. (1998), refere que betões com relações a/c elevadas originam AR de formato mais arredondado. Tal facto justifica-se pela menor resistência do betão de origem, que deste modo permite um maior desgaste e erosão dos AGRB. Relativamente à maior rugosidade dos AGRB face aos seus homólogo naturais, não obstante tal poder contribuir para um aumento da resistência da mistura, devido a se estabelecerem melhores ligações entre a matriz cimentícia e os primeiros, conduz também a uma redução da sua trabalhabilidade, devido ao aumento da superfície específica. Este efeito é ainda conducente a um aumento da absorção de água dos AGR em relação aos AGP (BRITO, 2005). A forma das partículas pode ser aferida recorrendo a variados ensaios, entre os quais se destacam a determinação do índice de forma, índice volumétrico, índice de angulosidade, índice de achatamento, coeficiente volumétrico e coeficiente de escoamento. Na presente dissertação, apenas se determinou o índice de forma, ensaio preconizado pela norma europeia NP EN (2002). A actual regulamentação portuguesa ainda se baseia no índice volumétrico, determinado pela especificação portuguesa LNEC E-223 (1968). No entanto, a Technical guideline for recycled aggregate concrete in Hungary estabelece que, para classes de betões entre C8/10 e C16/20, o índice de forma seja no máximo SI 40 (SI<40) e, para betões C20/25 e de classe superior, SI

35 STATE OF THE ART 2.3 PROPRIEDADES DOS BETÕES COM INCORPORAÇÃO DE AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO Trabalhabilidade O conceito de trabalhabilidade é bastante extenso, envolvendo uma série de propriedades físicas, tais como o ângulo de atrito interno, a coesão, a viscosidade, a massa volúmica, a segregação e a exsudação. Deste modo, a trabalhabilidade afecta de tal forma o desempenho final do betão, mesmo após a presa, que não é razoável proceder-se a uma comparação de betões com trabalhabilidades diferentes (BRITO, 2005). A trabalhabilidade de uma amassadura é usualmente determinada recorrendo ao ensaio de abaixamento no cone de Abrams, pelo que, para que se possa efectuar uma correcta comparação entre BR e BAGRB, é necessário que ambos possuam abaixamentos iguais (sendo no entanto aceite uma tolerância de ±10 mm). Embora amplamente utilizado, o ensaio do cone de Abrams nem sempre é suficiente para uma correcta avaliação da trabalhabilidade, podendo-se recorrer ao ensaio do tempo de vibração Vêbê (LEITE, 2001; BARRA, 1996). Admitindo duas composições de betão distintas, sendo uma constituída somente por AP e outra por AR (independentemente da taxa de substituição), mas com curvas granulométricas de agregados análogas, ao recorrer-se a uma relação a/c aparente idêntica obtém-se, invariavelmente, uma trabalhabilidade inferior do BAR, o que conduz a enormes dificuldades de transporte e colocação em obra. Tal deve-se ao facto de os AR apresentarem uma elevada absorção de água (assunto este abordado no sub-capítulo 2.2.3), diminuindo a relação a/c efectiva (BRITO, 2005). O processo de britagem desempenha um papel significativo no nível de trabalhabilidade, visto influenciar a forma dos agregados (como referido no sub-capítulo 2.2.4). Por outras palavras, agregados com maior superfície específica e mais angulosos, levam a valores de absorção de água superiores e a mais argamassa aderida, conduzindo deste modo a níveis de trabalhabilidade inferiores (BRITO, 2005; NEALEN e RÜHL, 1997). De modo a manter a mesma trabalhabilidade entre BR e BAGRB análogos, é necessário compensar a maior absorção de água dos AGRB, sendo possível recorrer-se à pré-saturação destes ou adicionando uma quantidade extra de água durante a amassadura, compensando deste modo a que será absorvida pelos mesmos. Contudo, Ferreira (2007) refere que a pré- -saturação dos agregados é prejudicial ao desempenho mecânico do betão e, em especial, ao desempenho de durabilidade, sendo por isso preferível proceder-se à compensação de água durante a amassadura. Não obstante, em ambos os casos regista-se um desempenho inferior dos BAGRB relativamente aos BR, quer em termo mecânicos quer de durabilidade. 11

36 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Massa volúmica A massa volúmica do betão no estado fresco depende directamente da massa volúmica dos elementos que o compõe, com especial ênfase nos agregados, assim como do grau de compactação (existência de ar retido no interior do betão). A divergência de valores de massa volúmica, no estado fresco, entre um BR e um BAR, análogos tanto na sua curva granulométrica como na sua trabalhabilidade, corresponde à diferença de massa volúmica entre os AR e os AP multiplicada pelo respectivo teor de cada um na massa de betão (Figura 2.4). Por outras palavras, quanto maior for a diferença de massas volúmicas entre os AR e os AP, bem como a taxa de substituição de AP por AR, maior será a diferença de massa volúmica dos respectivos betões em estado fresco. Naturalmente, devido ao facto de os AGRB apresentarem valores de massa volúmica inferiores aos AGP, a massa volúmica dos BAGRB será inferior à dos seus homólogos naturais. Contudo, Matias e Brito (2005) referem que a forma dos AGRB, intimamente ligada à britagem que estes sofreram, não influi na massa volúmica do betão no estado fresco. Figura 2.4 Relação entre a massa volúmica do betão fresco e a massa volúmica dos agregados (ANGULO, 2005) Na Figura 2.5, é exposto o resumo do levantamento bibliográfico realizado relativamente à massa volúmica do betão fresco. 12

37 STATE OF THE ART 2500 Massa volúmica D (kg/m 3 ) y = x R 2 = Ferreira Figueiredo Gomes Matias Taxa de substituição de AGP por AGRB (%) Figura 2.5 Relação entre a massa volúmica do betão fresco e a taxa de substituição de AGP por AGRB (levantamento bibliográfico) Resistência à compressão A resistência à compressão do betão (seguidamente assumida, por defeito, como aferida após 28 dias de cura húmida, em cubos ou cilindros) é uma das propriedades com maior relevância no desempenho de uma estrutura, encontrando-se relacionada com a capacidade dos seus componentes resistirem às tensões que lhe são impostas, sem ocorrência de ruptura ou colapso. Posto isto, são inúmeros os estudos realizados sobre esta temática e, de uma forma geral, todos sugerem que a incorporação de AR no betão leva a desempenhos inferiores. Não obstante, verifica-se que, quando a substituição de agregados se realiza apenas sobre a parcela de grossos, mantendo a curva granulométrica dos mesmos e a trabalhabilidade do betão fresco idênticas, tal conduz a valores de resistência à compressão muito semelhantes aos obtidos no betão de referência respectivo (BRITO, 2005). É no entanto de assinalar que, nalgumas campanhas realizadas, se registam aumentos de resistência à compressão nos BAGRB, face aos BR. Contudo, tais aumentos não são por norma expressivos, nem permitem retirar qualquer lei de variação clara. A incorporação de AGRB apenas influencia, negativamente, a resistência à compressão do betão, caso ocorra uma ou ambas das seguintes condições: a resistência / massa volúmica dos agregados seja muito mais baixa do que é corrente ou em betões de elevado desempenho (que até agora se encontram fora do âmbito de aplicação dos AR) (BRITO, 2005). A quebra de resistência nos BAGRB justifica-se pelas propriedades inferiores dos AGRB que os primeiros incorporam: menor resistência mecânica e maior absorção de água. É ainda de realçar que, enquanto que nos BR apenas se obtém uma interface entre a matriz cimentícia e os AP, nos BAGRB registam-se duas, uma entre a ligação pasta-agregado dos AGRB, e outra entres estes e a nova pasta (SANCHEZ, 2004). 13

38 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Por outro lado, comparativamente aos AGP, os AGRB possuem uma maior rugosidade, que conduz a uma maior aderência entre estes e a matriz cimentícia, bem como uma porosidade superior, que aumenta a rigidez da pasta ao permitir a precipitação de cristais de hidratação do cimento no seu interior, propriedades estas potencialmente conducentes ao aumento da resistência à compressão (LEITE, 2001; EVANGELISTA, 2007). Desta forma, a conjugação de ambos os efeitos justifica a relativa insensibilidade deste parâmetro com a incorporação de AGRB. Na campanha experimental realizado por Hansen e Marga (1988), foram fabricados 3 tipos de AR distintos (um proveniente de um BR de resistência alta (A), um de resistência média (M) e um de resistência baixa (B), com as seguintes relações a/c, respectivamente, 0.40, 0.70 e 1.20). Seguidamente, procederam à execução de BAR com as mesmas classes de resistência dos seus homólogos naturais (A, M e B), anteriormente descritas, com substituição integral dos AP por cada um dos tipos de AR criados (A, M e B), obtendo assim um total de 9 tipologias de BAR. Por outras palavras, um BAR de classe alta composto por AR de classe alta (A/A), um BAR de classe alta composto por AR de classe média (A/M), etc. Os betões foram submetidos a uma cura por imersão em água, encontrando-se os resultados expostos no Quadro 2.4. Como se pode observar, os resultados variam entre 8 e 60%, sendo que as maiores discrepâncias se registam nos betões constituídos por AR do tipo B, ou seja, betões de fraca resistência. Quadro 2.4 Resultados do ensaio de compressão de Hansen e Marga (1988) Tempo de cura BR-A A/A A/M A/B BR-M M/A M/M M/B BR-B B/A B/M B/B f cm 14 (MPa) (%) f cm 204 (MPa) (%) Na sua campanha experimental, Di Niro et al. (1998), ensaiaram 5 composições de betão, às quais correspondem as seguintes taxas de substituição de AP por AR: 0 (BR), 30, 50, 70 e 100%. Como se pode observar na Figura 2.6, existe um claro declínio da resistência à compressão com o aumento da incorporação de AR, verificando-se uma variação máxima de 20% para a situação de substituição integral de AP por AR. Já Resende et al. (2004), contrariamente ao esperado, registaram um acréscimo de 4% na resistência à compressão dos BAGRB, face à do BR. Na Figura 2.7, são apresentados os resultados da campanha experimental, onde o betão A corresponde ao BR, e o betão B e C correspondem, respectivamente, a BAGR com 50 e 100% de incorporação de AGR. 14

39 STATE OF THE ART 1.10 f cm BAR / f cm BR y = x + 1 R 2 = % de substituição de AP por AR Figura 2.6 Variação da relação entre resistências à compressão com a taxa de substituição de AP por AR (adaptado de DI NIRO et al., 1998) Figura 2.7 Resultados da campanha experimental de Resende et al. (2004) A campanha realizada por Matias (2005) centrou-se sobre a temática da influência do processo de trituração dos AR no desempenho de BAR, tendo-se comparado dois procedimentos distintos: maxilas e maxilas + impacto. Ao comparar-se a resistência à compressão dos BR com os BAGR, com substituição total de AGP por AGR, verifica-se que as variações máximas são inferiores a 4%. Os ensaios foram realizados sobre provetes cúbicos de 0.15 m de aresta, após 28 dias de cura e com uma resistência à compressão entre 50 e 52 MPa. De realçar que se concluiu que o processo de trituração não afecta a resistência à compressão. Gomes (2007) refere que, tal como Evangelista (2007) verificou para os AFR, não existe uma variação significativa da resistência à compressão dos betões com a variação da taxa de incorporação de AGRB. De salientar que Gomes (2007) obteve valores de resistência nos BAGRB ligeiramente superiores aos do BR (Figura 2.8). O mesmo investigador conclui ainda que os BAGRB denotam tendência a evoluir positivamente além dos 56 dias, contrastando com o patamar de cedência registado nos BR após 28 dias de cura (Figura 2.9). 15

40 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resistência à compressão (MPa) y = x R 2 = % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.8 Variação da resistência à compressão com a taxa de substituição de AGP por AGRB (adaptado de GOMES, 2007) Resistência à compressão (MPa) BR B50B Tempo (dias) Figura 2.9 Evolução da resistência à compressão (adaptado de GOMES, 2007) São ainda de salientar os levantamentos de state of the art realizados por Alves (2007) e Robles (2007), sobre a influência da incorporação de AR no comportamento dos betões, com os quais os resultados da presente dissertação serão confrontados. O trabalho de Alves foi efectuado a nível nacional e, relativamente à resistência à compressão, reuniu as campanhas de Evangelista (2007), Ferreira (2007), Gomes (2007), Matias (2005), Figueiredo (2005), Rocha e Resende (2004) e Rosa (2002). Já o levantamento de Robles, realizado a nível internacional, incidiu nos estudos de Kou et al. (2004), Carrijo (2005), Leite (2001) e Soberón (2002). Os resultados do levantamento de Robles (2007) são apresentados na Figura 2.10 e na Figura 2.11, e os de Alves (2007) na Figura 2.12 e na Figura Os gráficos expõem a variação da relação entre resistências à compressão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (Figura 2.10 e Figura 2.12) e a relação entre absorções de água dos agregados (Figura 2.11 e Figura 2.13). 16

41 STATE OF THE ART f cm BAR / f cm BR y = x + 1 R 2 = Kou et al Carrijo Leite Soberón y = x + 1 R 2 = Linear ( ) mv BAR / mv BR mv BAR / mv BR Figura 2.10 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite, e Soberón (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) (ROBLES, 2007) f cm BAR / f cm BR y = x + 1 R 2 = Kou et al Carrijo Leite Soberón y = x + 1 R 2 = Linear ( ) ab BAR / ab BR - 1 ab BAR / ab BR - 1 Figura 2.11 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite e Soberón (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) (ROBLES, 2007) 1.4 Evangelista f cm BAR / f cm BR y = x + 1 R 2 = Ferreira M atias Figueiredo Figueiredo (cerâmicos) Gomes Gomes (mistos) y = x + 1 R 2 = Gomes (cerâmicos) mv BAR / mv BR Rocha e Resende Rosa Linear ( ) mv BAR / mv BR Figura 2.12 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias, Rocha e Resende, Rosa e Ferreira (à esquerda) e sem Rocha e Resende, Matias, BAGRC de Figueiredo e a 1.ª fase de Evangelista (à direita) (ALVES, 2007) 17

42 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB f cm BAR / f cm BR y = x + 1 R 2 = Evangelista Ferreira M atias Figueiredo Figueiredo (cerâmicos) Gomes Gomes (mistos) y = x + 1 R 2 = Gomes (cerâmicos) ab BAR / ab BR - 1 Rocha e Resende Rosa Linear ( ) ab BAR / ab BR - 1 Figura 2.13 Variação da relação entre resistências à compressão aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias, Rocha e Resende, Rosa e Ferreira (à esquerda) e sem Rocha e Resende, Matias, BAGRC de Figueiredo e a 1.ª fase de Evangelista (à direita) (ALVES, 2007) Para a obtenção do valor da massa volúmica ponderada dos agregados presentes na mistura de betão, foi utilizada a equação (2.1). O cálculo da absorção de água ponderada dos agregados da mistura é análogo ao da massa volúmica e é representado na equação (2.2). Através destas equações gerais, é possível obter os valores de massa volúmica e absorção de água dos agregados da mistura para as diversas taxas de substituição de cada campanha experimental, sendo também possível calcular para a taxa de 0%, ou seja, para o BR. AF subst AFR mv AFR + (100 subst AFR ) mv AFP mv = ( 100 AF ) subst AGR mv AGR + (100 subst AGR ) mv AGP (2.1) onde, AF substafr ab AFR + (100 subst AFR ) abafp ab = ( 100 AF ) subst AGR ab AGR + (100 subst AGR ) abagp mv massa volúmica ponderada dos agregados da mistura de betão; ab absorção de água ponderada dos agregados da mistura de betão subst AFR percentagem de substituição de AFP por AFR; subst AGR percentagem de substituição de AGP por AGR; mv AFR massa volúmica dos AFR; mv AFP massa volúmica dos AFP; mv AGR massa volúmica dos AGR; (2.2) 18

43 STATE OF THE ART mv AGP massa volúmica dos AGP; ab AFR absorção de água dos AFR; ab AFP absorção de água dos AFP; ab AGR absorção de água dos AGR; ab AGP absorção de água dos AGP; AF percentagem de agregados finos na composição do betão, relativamente à totalidade dos agregados Resistência à tracção por compressão diametral A resistência à tracção do betão desempenha um papel pouco importante relativamente aos Estados Limite Últimos das estruturas. Contudo, é um parâmetro fundamental na avaliação da resposta das mesmas aos Estados Limite de Utilização, particularmente no que diz respeito à fendilhação e deformação. A resistência do betão à tracção, independentemente de ser avaliada em tracção pura, em flexão ou por compressão diametral, é particularmente afectada pela rugosidade da superfície do agregado, assim como pela sua angulosidade e tensão de rotura à tracção. Esta propriedade tem tendência a aumentar com a dosagem de cimento e a diminuir com a relação a/c (COUTINHO, 1988; BRITO, 2005). O ensaio de resistência à tracção apresenta, por norma, alguma discrepância de valores, visto que esta propriedade não depende somente da resistência mecânica dos agregados, sendo fortemente influenciada pela qualidade e quantidade de ligações que se estabelecem entre estes e a matriz cimentícia, assim como das imperfeições e micro-fissurações da peça a ser ensaiada. Por outras palavras, pode-se fazer uma analogia entre o mecanismo de rotura à tracção de uma peça de betão e o de uma corrente (sendo no entanto de referir que, enquanto que uma corrente, por princípio, apresenta um desenvolvimento linear, no caso das ligações agregado + pasta estas estabelecem-se num espaço tridimensional), onde esta última depende do seu elo mais fraco (NEVILLE, 1981). Deste modo, ao comparar um BR com um BAGRB análogo, mantendo a dosagem de cimento e a relação a/c efectiva, é expectável que as tensões de rotura à tracção sejam idênticas, podendo mesmo verificar-se um efeito positivo no BAGRB devido à maior rugosidade dos AGRB (BRITO, 2005). Comparativamente à resistência à compressão, assume-se que a variação da resistência à tracção seja menos sensível à qualidade dos AGRB, bem como à taxa de incorporação destes na composição do betão. De sublinhar que o comité TC 121-DRG da RILEM (1994) propõe, 19

44 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB relativamente ao Eurocódigo 2 Dimensionamento de estruturas de betão, a adopção de um coeficiente multiplicativo de valor unitário, para determinação da resistência à tracção de um BAR a partir da de um BR. Não obstante, a resistência à tracção do betão é mais susceptível a métodos de cura inadequados do que a resistência à compressão, devido aos efeitos da retracção não-uniforme dos provetes do ensaio (NEVILLE, 1981). Na sua investigação, Di Niro et al. (1998) determinaram a resistência à tracção por compressão diametral do betão após 28 dias de cura, para 5 níveis de substituição de AP por AR, sendo estes 0, 30, 50, 70 e 100%. Como se pode observar na Figura 2.14, existe uma diminuição da resistência à tracção com a incorporação de AR. Contudo, verifica-se também alguma variabilidade nos resultados, o que é característico desta propriedade. É no entanto de referir que, neste caso em particular e comparativamente à resistência à compressão, os valores obtidos de resistência à tracção foram mais penalizados pela percentagem de incorporação de AR f ctm BAR / f ctm BR y = x + 1 R 2 = % de substituição de AP por AR Figura 2.14 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a taxa de substituição de AP por AR (adaptado de DI NIRO et al., 1998) Já no estudo desenvolvido por Olorunsogo (1999), este obteve os seguintes valores do binómio resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias (MPa) / percentagem de substituição de AGP por AGRB: 7.8 (0), 7.8 (30), 7.3 (50), 6.3 (70) e 7.8 (100). Na Figura 2.15, apresentam-se os resultados obtidos, com a resistência à tracção dos diferentes betões em função do valor da resistência à tracção do BR. Como se pode observar, não existe uma lei de variação clara. Contudo Olorunsogo (1999) refere que os valores obtidos para os BAGRB são comparáveis aos do BR. Resende et al. (2004) determinaram a resistência à tracção por compressão diametral para 3 taxas de substituição distintas, 0, 50 e 100%, sendo que os resultados se encontram apresentados na Figura 2.7 (sub-capítulo 2.3.3). Regista-se uma variação de 12% para uma incorporação de 50% de AGR, e de 19% para 100% de incorporação. Embora coerentes entre si, estes valores destoam fortemente dos obtidos para a compressão, onde se registou um aumento de 4% para ambos os BAGR. 20

45 STATE OF THE ART 1.1 f ctm BAR / f ctm BR y = x + 1 R 2 = % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.15 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB (adaptado de OLORUNSOGO, 1999) Gomes (2007) refere que, quando se passa de um BR para um BAGRB, sem alterar a dosagem de cimento e a relação a/c efectiva, a resistência à tracção não é afectada, podendo mesmo verificar-se um efeito positivo, no caso do BAGRB-50, derivado do aumento da rugosidade superficial dos AGRB (Figura 2.16). Resistência à tracção por compressão diametral (MPa) y = x R 2 = % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.16 Variação da resistência à tracção por compressão diametral com a taxa de substituição de AGP por AGRB (adaptado de GOMES, 2007) Posto isto, é expectável que, até determinadas taxas limite de incorporação de AGRB, exista uma invariabilidade da resistência à tracção dos BAGRB. Espera-se deste modo que as tendências identificadas para a resistência à compressão se mantenham para a tracção, se bem que menos acentuadas. A redução na resistência à tracção de uma BAGRB, em relação ao BR correspondente, será mais provavelmente devida a um aumento da relação a/c, para compensação do aumento da absorção de água sem perda de trabalhabilidade, do que a outros factores (BRITO, 2005). São em seguida apresentados os levantamentos de state of the art realizados por Alves (2007) e Robles (2007), sobre a influência da incorporação de AR no comportamento dos betões, com os quais os resultados da presente dissertação serão confrontados. 21

46 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB O trabalho de Alves foi efectuado a nível nacional e, relativamente à resistência à tracção por compressão diametral, reuniu as campanhas de Evangelista (2007), Gomes (2007), Matias (2005), Figueiredo (2005) e Rocha e Resende (2004). Já o levantamento de Robles, realizado a nível internacional, incidiu nos estudos de Kou et al. (2004), Leite (2001) e Soberón (2002). Os resultados do levantamento de Robles (2007) são apresentados na Figura 2.17 e na Figura 2.18, e os de Alves (2007) na Figura 2.19 e na Figura Os gráficos expõem a variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (Figura 2.17 e Figura 2.19) e a relação entre absorções de água dos agregados (Figura 2.18 e Figura 2.20). Para a obtenção do valor da massa volúmica ponderada dos agregados presentes na mistura de betão, foi utilizada a equação (2.1) (sub-capítulo 2.3.3). O cálculo da absorção de água ponderada dos agregados da mistura é análogo ao da massa volúmica e é representado na equação (2.2) y = x + 1 R 2 = Kou et al 1.00 y = x + 1 R 2 = f ctm BAR / f ctm BR Leite Soberón Linear ( ) mv BAR / mv BR mv BAR / mv BR Figura 2.17 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Leite, Soberón e Kou et al. (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) (ROBLES, 2007) y = x + 1 R 2 = Kou et al 1.00 y = x + 1 R 2 = f ctm BAR / f ctm BR Leite Soberón Linear ( ) ab BAR / ab BR ab BAR / ab BR - 1 Figura 2.18 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Leite, Soberón e Kou et al. (à esquerda), e sem Kou et al. (à direita) (ROBLES, 2007) 22

47 STATE OF THE ART f ctm BAR / f ctm BR y = x + 1 R 2 = Evangelista M atias Figueiredo Gomes Gomes (mistos) Gomes (cerâmicos) mv BAR / mv BR Rocha e Resende Linear ( ) Figura 2.19 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias e Rocha e Resende (ALVES, 2007) f ctm BAR / f ctm BR y = x + 1 R 2 = Evangelista M atias Figueiredo Gomes Gomes (mistos) Gomes (cerâmicos) ab BAR / ab BR - 1 Rocha e Resende Linear ( ) Figura 2.20 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Figueiredo, Gomes, Matias e Rocha e Resende (ALVES, 2007) Módulo de elasticidade De uma forma consensual, os estudos realizados sobre esta matéria apontam para uma redução do módulo de elasticidade dos BAR, quer com a substituição de finos, quer de grossos, face ao BR. O módulo de elasticidade do betão é fundamentalmente influenciado pelo da pasta de cimento e dos agregados, finos e grossos, bem como pelas ligações estabelecidas entre estes dois componentes e a sua compacidade (COUTINHO, 1988). Outras propriedades dos agregados, que também influem no módulo de elasticidade do betão, são a sua forma, textura superficial, granulometria e composição mineralógica. Todos estes factores podem afectar a microfissuração na zona de interface e alterar o comportamento elástico (NEVILLE, 1981; BARRA, 1996). 23

48 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Posto isto, a redução do módulo de elasticidade nos BAGRB fundamenta-se em dois pontos: a menor rigidez dos AGRB, que se deve à argamassa endurecida aderida a estes, sendo esta muito mais deformável do que a rocha; e a maior deformabilidade da pasta de cimento e finos (mesmo que não ocorra substituição de AFP por AFR), devido a frequentemente se recorrer ao aumento da relação a/c para colmatar a perda de trabalhabilidade durante a amassadura, o que reduz o módulo de elasticidade da pasta (BRITO, 2005; HANSEN, 1992). Considerando que os módulos de elasticidade dos componentes de betão se encontram relacionados com as suas resistências à compressão, bem como com a sua porosidade, facilmente se depreende o motivo da afinidade entre esta propriedade e a resistência à compressão e massa volúmica do betão (BARRA, 1996). Diversos autores (Frondistou-Yannas, 1977; Wesche e Schulz, 1982; Gerardu e Hendriks, 1985; Kakizaki et al., 1988) apontam reduções do módulo de elasticidade de BAGR na ordem de 15 ao 40%, comparativamente ao valor obtido para os BR. Di Niro et al. (1998) apresentaram reduções de apenas 11% no módulo de elasticidade aos 28 dias de um BAR, em relação ao seu homologo natural. Contudo, e contrariamente ao esperado, verificaram uma maior sensibilidade da resistência à compressão e à tracção, ao obterem reduções de 30 e 32%, respectivamente, face ao BR. Já Santos et al. (2002), ao compararem um BR com duas famílias de BAGRB (ambas constituídas somente por AGRB), registaram uma maior susceptibilidade do módulo de elasticidade face à resistência à compressão. Os referidos autores obtiveram, comparativamente ao BR, reduções de 22 e 33% do módulo de elasticidade (considerando a dissemelhança entre os BAGRB assentava na resistência à compressão do betão de origem, sendo a do primeiro superior à do segundo), enquanto que a resistência à compressão apenas registou um decréscimo de 20% (em ambas a tipologias). Ainda alusivamente a Santos et al. (2002), é apresentado na Figura 2.21 o diagrama tensão-extensão, onde é patente a diferença de rigidez entre os BR e os BAGR respectivos. Considerando um BR e um BAGR análogos, com classes de resistência à compressão idênticas, Juan e Gutiérrez (2004) estabeleceram uma relação entre o módulo de elasticidade dos mesmos e a percentagem de incorporação de AGR. Esta varia linearmente entre 0.90 (20% de substituição), 0.80 (50% de substituição) e 0.63 (100% de substituição). Já o comité TC 121-DRG da RILEM (1994) sugere, relativamente aos coeficientes multiplicativos para as propriedades do BAR a partir das de um BR para utilização no Eurocódigo 2, um valor unitário para o tipo III (ou seja, AP 80%), 0.80 para BAR de betão e 0.65 para BAR cerâmicos. 24

49 STATE OF THE ART Figura 2.21 Diagrama tensão-extensão de um BR e um BAGRB (SANTOS et al., 2002) Como esperado, Gomes (2007) constatou uma redução do módulo de elasticidade do BAGRB, face ao BR respectivo, à medida que a taxa de substituição de AGP por AGRB aumentava. Não obstante, o supracitado autor refere que, para uma incorporação em peso de 50% de AGRB, apenas se obtém uma redução de módulo de elasticidade igual a 10.2%, valor este que vem corroborar o potencial de utilização dos BAGRB em estruturas correntes (tendo em conta o limite máximo de 20% de redução do módulo de elasticidade de um BAR face a um BR, preconizado pela International RILEM Conference, Barcelona, 2004). Na Figura 2.22, são apresentados, graficamente, os resultados alcançados por Gomes (2007), sendo visível que o módulo de elasticidade dos BAGRB varia linearmente com a percentagem de substituição de AGRB, conclusão também obtida por Evangelista (2007), relativamente aos AFR de betão. 45 Módulo de elasticidade (GPa) y = x R 2 = % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.22 Variação do módulo de elasticidade com a taxa de substituição de AGP por AGRB (adaptado de GOMES, 2007) Posto isto, e nas condições que em que é lícito comparar diferentes betões (mesma curva granulométrica dos agregados e mesma trabalhabilidade do betão fresco), é expectável que as tendências verificadas para a resistência à compressão se mantenham para o módulo de 25

50 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB elasticidade, ainda que com repercussões mais acentuadas. Por outras palavras, o módulo de elasticidade do BAGRB irá diminuir, comparativamente ao do BR, à medida que se for aumentado a incorporação de AGRB e quão maior for o recurso ao incremento da relação a/c, de modo a suprir a redução da trabalhabilidade (BRITO, 2005). São ainda de salientar os levantamentos de state of the art realizados por Alves (2007) e Robles (2007), sobre a influência da incorporação de AR no comportamento dos betões, com os quais os resultados da presente dissertação serão confrontados. O trabalho de Alves foi efectuado a nível nacional e, relativamente ao módulo de elasticidade, reuniu as campanhas de Evangelista (2007), Ferreira (2007), Gomes (2007), Figueiredo (2005) e Rocha e Resende (2004). Já o levantamento de Robles, realizado a nível internacional, incidiu nos estudos de Kou et al. (2004), Carrijo (2005), Leite (2001) e Soberón (2002). Os resultados do levantamento de Robles (2007) são apresentados na Figura 2.23 e na Figura 2.24, e os de Alves (2007) na Figura 2.25 e na Figura Os gráficos expõem a variação da relação entre módulos de elasticidade, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (Figura 2.23 e Figura 2.25) e a relação entre absorções de água dos agregados (Figura 2.24 e Figura 2.26). Para a obtenção do valor da massa volúmica ponderada dos agregados presentes na mistura de betão, foi utilizada a equação (2.1) (sub-capítulo 2.3.3). O cálculo da absorção de água ponderada dos agregados da mistura é análogo ao da massa volúmica e é representado na equação (2.2) y = x + 1 R 2 = Kou et al 0.90 y = x + 1 R 2 = E c28 BAR / E c28 BR Carrijo Leite Soberón Linear ( ) mv BAR / mv BR mv BAR / mv BR Figura 2.23 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite e Soberón (à esquerda), e sem Leite (à direita) (ROBLES, 2007) 26

51 STATE OF THE ART y = x + 1 R 2 = Kou et al 0.90 y = x + 1 R 2 = 0.73 E c28 BAR / E c28 BR Carrijo Leite Soberón Linear ( ) ab BAR / ab BR - 1 ab BAR / ab BR - 1 Figura 2.24 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Kou et al., Carrijo, Leite e Soberón (à esquerda), e sem Leite (à direita) (ROBLES, 2007) 1.0 Evangelista Ferreira 0.9 E c28 BAR / E c28 BR y = x + 1 R 2 = Figueiredo Gomes Gomes (mistos) y = x + 1 R 2 = Gomes (cerâmicos) mv BAR / mv BR Rocha e Resende Linear ( ) mv BAR / mv BR Figura 2.25 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Ferreira, Figueiredo, Gomes e Rocha e Resende (à esquerda), e sem Rocha e Resende (à direita) (ALVES, 2007) 1.0 Evangelista Ferreira 0.9 E c28 BAR / E c28 BR y = x + 1 R 2 = Figueiredo Gomes Gomes (mistos) y = x + 1 R 2 = Gomes (cerâmicos) ab BAR / ab BR - 1 Rocha e Resende Linear ( ) ab BAR / ab BR - 1 Figura 2.26 Variação da relação entre módulos de elasticidade aos 28 dias com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Ferreira, Figueiredo, Gomes e Rocha e Resende (à esquerda), e sem Rocha e Resende e Figueiredo (à direita) (ALVES, 2007) 27

52 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resistência à abrasão A resistência ao desgaste por abrasão, apesar da sua escassa relevância no que diz respeito ao desempenho estrutural, assume uma importância fundamental em elementos de superfície desprotegida, sujeitos a acções de erosão contínua (canais hidráulicos, pavimentos, etc.). Embora esta propriedade aumente com a dureza e rugosidade dos agregados grossos, é essencialmente a resistência ao desgaste da pasta constituída pelos agregados finos e pelo cimento, assim como a ligação desta com os agregados grossos, que condicionam a resistência à abrasão (BRITO, 2005). Posto isto, a diminuição da relação a/c, bem como o aumento do teor em cimento, e evitar a perda prematura de água da pasta de cimento ou a sua excessiva diluição na superfície de betão, conduzem a um aumento da resistência ao desgaste por abrasão (COUTINHO, 1988). Deste modo, é expectável que a resistência ao desgaste por abrasão de um BAGRB seja semelhante à de um BR respectivo, ou mesmo superior. Este aumento de resistência deve-se à maior rugosidade e porosidade dos AGRB, que permitem uma melhor penetração da pasta cimentícia no seu interior, conduzindo assim a uma maior ligação entre a matriz cimentícia e os AGRB. Já uma quebra de resistência ficar-se-á, mais provavelmente, a dever a uma relação a/c efectiva inadequada (de sublinhar o aumento da relação a/c aparente, de modo a anular os efeitos da maior absorção dos AR e manter a trabalhabilidade), do que à incorporação de AGRB. Olorunsogo (1999) avaliou a resistência ao desgaste de BAGRB, segundo a metodologia proposta pelo Cement and Concrete Institute (1990), com taxas de substituição de 30, 50, 70 e 100%. Como se pode observar na Figura 2.27, os resultados são divergentes, não sendo possível estabelecer uma lei de variação clara. Contudo, os valores registados demonstram um desempenho dos BAGRB comparável ao dos BR l BAR / l BR y = x + 1 R 2 = % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.27 Variação da relação entre resistências ao desgaste por abrasão com a taxa de substituição de AGP por AGRB (adaptado de OLORUNSONGO, 1999) 28

53 STATE OF THE ART Já Rosa (2002) realizou um estudo sobre a incorporação de agregados reciclados cerâmicos, tendo analisado a resistência à abrasão com base na norma alemã DIN Como se verifica na Figura 2.28, a resistência ao desgaste por abrasão aumenta com a taxa de substituição, tendo-se estabelecido uma correlação de valores bastante elevada l BAR / l BR y = x + 1 R 2 = % de substituição de AP por AGR cerâmicos Figura 2.28 Variação da resistência ao desgaste por abrasão com a taxa de substituição de AP por AGR cerâmicos (adaptado de ROSA, 2002) Matias (2005) avaliou a resistência à abrasão de BAGRB, tendo obtido para estes uma perda de espessura entre 24 e 28% menor, relativamente ao BR. Em ambos os casos, os aumentos de resistência serão uma consequência da maior ligação entre a matriz cimentícia e os agregados reciclados (de betão e cerâmicos), devido à sua maior porosidade. Relativamente à substituição de AFP por AFR, Evangelista (2007) refere que, embora não exista uma lei de variação clara entre a resistência ao desgaste com a taxa de substituição, é possível concluir que a presença de AFR tende a melhorar o comportamento dos betões a acções de desgaste (Figura 2.29) l BAR / l BR y = x + 1 R 2 = % de substituição de AFP por AFR Figura Variação da relação entre resistências ao desgaste por abrasão com a taxa de substituição de AFP por AFR (adaptado de EVANGELISTA, 2007) 29

54 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB É em seguida apresentado o levantamento de state of the art realizado por Alves (2007), sobre a influência da incorporação de AR no comportamento dos betões, com o qual os resultados da presente dissertação serão confrontados. O trabalho de Alves foi efectuado a nível nacional e, relativamente à resistência ao desgaste por abrasão, reuniu as campanhas de Evangelista (2007), Matias (2005) e Rosa (2002). Os resultados do levantamento de Alves (2007) são apresentados na Figura 2.30 e na Figura Os gráficos expõem a variação da relação entre desgastes por abrasão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (Figura 2.30) e a relação entre absorções de água dos agregados (Figura 2.31). Para a obtenção do valor da massa volúmica ponderada dos agregados presentes na mistura de betão, foi utilizada a equação (2.1) (sub-capítulo 2.3.3). O cálculo da absorção de água ponderada dos agregados da mistura é análogo ao da massa volúmica e é representado na equação (2.2). l BAR / l BR y = x + 1 R 2 = Evangelista M atias Rosa Linear ( ) y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = mv BAR / mv BR mv BAR / mv BR mv BAR / mv BR Figura 2.30 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre massas volúmicas dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Matias e Rosa (à esquerda), sem Matias (ao centro) e sem Rosa (à direita) (ALVES, 2007) l BAR / l BR y = x + 1 R 2 = Evangelista M atias Rosa Linear ( ) y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = ab BAR / ab BR ab BAR / ab BR ab BAR / ab BR - 1 Figura 2.31 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre absorções de água dos agregados da mistura nas campanhas de Evangelista, Matias e Rosa (à esquerda), sem Matias (ao centro) e sem Rosa (à direita) (ALVES, 2007) 30

55 STATE OF THE ART 2.4 INFLUÊNCIA DAS CONDIÇÕES DE CURA NO DESEMPENHO DOS BETÕES O termo cura é frequentemente utilizado para descrever o processo pelo qual os betões adquirem a sua maturidade e desenvolvem as suas propriedades, sendo isto resultado de uma contínua hidratação do cimento, desde que em presença de uma quantidade suficiente de água e uma temperatura adequada. É de sublinhar que o desenvolvimento das propriedades mecânicas e de durabilidade não dependem apenas da taxa de hidratação do cimento, mas também, e mais significativamente, da taxa de preenchimento dos poros do betão por produtos hidratados. Este processo depende do ambiente envolvente do betão, assim como das medidas adoptadas de modo a limitar a perda de água e a de calor. Deste modo, o processo de cura pretende manter condições de humidade e de temperatura favoráveis, para que ocorra o desenvolvimento máximo das propriedades potenciais do betão. A cura não só evita a perda de humidade, como pode também fornecer uma quantidade adicional de água, para que ocorra uma hidratação correcta da matriz cimentícia. Um correcto método de cura deve permitir que as propriedades do betão atingidas sejam iguais ou superiores às desejadas (NEVILLE, 1981; ACI ). Posto isto, o processo de cura irá influenciar as propriedades do betão endurecido, tais como a sua resistência à tracção / compressão, módulo de elasticidade, permeabilidade, retracção, resistência à abrasão, resistência a ciclos de gelo-degelo e penetração química, entre outros. Na presente dissertação, apenas serão abrangidas as propriedades referentes ao desempenho mecânico. É ainda importante realçar, que as condições de cura afectam principalmente a zona externa dos elementos / provetes de betão, pelo que a sua relevância, nas diferentes propriedades do betão endurecido, não é equitativa. Posto isto, facilmente se constata que a forma, superfície externa e volume dos elementos / provetes ensaiados desempenham um papel fundamental no modo como estes são afectados pelo processo de cura adoptado. Existe uma enorme variedade de métodos de cura, podendo estes passar pela manutenção da humidade, da temperatura, de ambas as referidas ou mesmo nenhuma das duas. De um modo geral, o controlo da temperatura apenas assume uma importância fulcral em elementos de grandes dimensões, tais como barragens, devido às elevadas temperaturas resultantes da hidratação do cimento, ou quando a temperatura ambiente registar valores próximos de 0 ºC ou negativos, pois estes não permitem um correcto desenvolvimento do processo de hidratação. Já quanto ao controlo de humidade, este desempenha um papel importante na cura de todos os elementos de betão, exceptuando casos pontuais onde o ambiente circundante registe uma elevada humidade relativa ou saturação total (COUTINHO, 1988). 31

56 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Em seguida, descrevem-se os métodos de cura mais frequentes: cura natural: caso as condições atmosféricas apresentem níveis de temperatura e de humidade adequados, i.e. temperaturas moderadas (entre 15 e 25 ºC) e elevada humidade relativa, é possível dispensar qualquer método de controlo, sem que isso afecte significativamente as propriedades do betão endurecido; contudo, tais parâmetros são, por norma, de difícil previsão; cobertura húmida: neste tipo de cura, os elementos de betão encontram-se totalmente imersos em água (e.g. pilares de pontes) ou parcialmente cobertos por uma superfície líquida (e.g. lajes), evitando-se deste modo a evaporação da água de amassadura; é contudo de realçar que este tipo de cura apenas pode ser aplicado após a presa do betão; cobertura com palha, feno, serradura, algodão ou terra: cobrindo as superfícies de betão com os referidos materiais e procedendo à humidificação dos mesmos, é possível manter as mesmas permanentemente húmidas; de sublinhar que este método permite também aumentar a temperatura ambiente, junto às superfícies, factor de grande utilidade em climas frios; aspersão com água: recorrendo à humidificação, em intervalos frequentes, das superfícies de betão, é possível manter uma humidade relativa elevada, evitando-se a evaporação da água de amassadura; porém, os intervalos de tempo devem ser respeitados, de forma a evitar a fadiga superficial, devida a contracções e expansões intensas, podendo esta conduzir a uma fissuração superficial; manutenção dos moldes / cofragens: a manutenção dos moldes / cofragens é aplicável para elementos de betão com reduzidas áreas de exposição; caso os moldes / cofragens sejam de madeira, deve proceder-se à humidificação dos mesmos, frequentemente; já quando estes são compostos por elementos metálicos, tal processo não é necessário; película impermeável: recorrendo-se a capas plásticas impermeáveis ao vapor de água, é possível evitar a evaporação da água de amassadura, cobrindo a superfície dos elementos de betão; membrana de cura: este processo recorre a solventes altamente voláteis (à temperatura ambiente) ou a soluções de produtos resinosos (naturais e sintéticos) ou parafínicos, podendo estes serem aplicados à mão ou em spray, que formam películas mais ou menos impermeáveis. Nos sub-capítulos subsequentes, proceder-se-á à análise da influência das condições de cura no desempenho mecânico de betões. É ainda de sublinhar que, relativamente a este tema específico, a informação disponível para BAR é muito escassa. 32

57 STATE OF THE ART Resistência à compressão Como referido, a influência das condições de cura incide principalmente na camada superficial dos elementos de betão, pelo que os seus efeitos dependem das dimensões dos mesmos, assim como do tipo de carga à qual se encontram submetidos. Deste modo, é expectável que a resistência à compressão seja menos afectada comparativamente à resistência à flexão. Citando Marsh e Ali (1994), é improvável que, para elementos de média e grande dimensão, a capacidade estrutural seja substancialmente afectada por curas inadequadas. Não obstante, elementos de dimensões reduzidas, e.g. provetes de ensaio, tendem a fornecer resultados pessimistas, em relação à influência de curas inadequadas. Segundo Newman e Choo (2003), os picos de temperatura durante o período de cura, numa dada secção de betão, devem manter-se abaixo de ºC, de modo a minimizar a redução da resistência à compressão. Os mesmos autores referem que ambientes de cura a baixas temperaturas conduzem a valores últimos de resistência à compressão superiores, comparativamente a ambientes de temperatura mais elevada. Porém, valores extremos de temperatura têm, em geral, efeitos negativos. Visto a evolução da resistência ser mais lenta para temperaturas baixas, tal resulta na necessidade períodos de cura mais prolongados. É de esperar que betões provenientes de curas húmidas apresentem valores últimos de resistência à compressão superiores, em relação a betões homólogos mantidos em condições secas (Figura 2.32). Os níveis de humidade desempenham um papel fundamental nos primeiros dias de cura. De sublinhar que, para níveis de humidade elevados, a evolução da resistência é mais lenta (NEVILLE, 1981). Figura 2.32 Influência da cura húmida na resistência à compressão (adaptado de PRICE, 1953) 33

58 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Considerando um ambiente de cura onde a evaporação da água de amassadura se encontre impedida e sem qualquer fonte adicional de água (e.g. membranas de cura, películas impermeáveis), apenas ocorrerá hidratação da pasta cimentícia caso a quantidade de água disponível seja pelo menos o dobro da quantidade já combinada (NEVILLE, 1981). Deste modo, ambientes que possibilitem a adição de água à mistura (e.g. ambiente saturado, imersão em água) tendem a apresentar níveis de resistência superiores. Níveis de humidade abaixo dos 90% consentem a perda de água da mistura, o que irá afectar o desenvolvimento da resistência (SATO et al., 2002). Não obstante, em composições com relações a/c elevadas, provetes em ambiente selado (evaporação impedida) e provetes em ambientes saturados apresentam, por norma, valores de resistência à compressão idênticos. Buyle-Bodin e Hadjieva-Zaharieva (2002) avaliaram a influência de dois tipos de cura, water storage (cura por imersão em água) e air storage (cura ao ar - 65% e 20 ºC), na resistência à compressão de três tipologias de betão. Na sua campanha experimental, estes autores procederam à produção de 2 BR (NAC1 e NAC2), de 1 BAGRB (MAC) e de 3 BAR com substituição total de AP por AR (RAC1, RAC2 e RAC3). Como se verifica na Figura 2.33, a influência do método de cura é praticamente nula na tipologia RAC (variações de 3 a 6%), enquanto que nas restantes duas, NAC e MAC, a variação registada é três vezes maior. Esta disparidade de valores deve-se, segundo Buyle- Bodin e Hadjieva-Zaharieva (2002), à reserva de água absorvida pelos AFR, que ao longo do processo de cura é transferida para a matriz cimentícia, compensando deste modo a perda de água por evaporação Cura por imersão em água Cura ao ar f cm 28 (MPa) NAC1 NAC2 MAC RAC1 RAC2 RAC3 Figura 2.33 Influência das condições de cura na resistência à compressão aos 28 dias (adaptado de BUYLE-BODIN e HADJIEVA-ZAHARIEVA, 2002) Kou et al. (2004) compararam a influência de dois métodos de cura, na resistência mecânica de BAGRB (resistência à compressão, resistência à tracção por compressão diametral e módulo de elasticidade). Os dois métodos de cura avaliados foram: cura ao ar (24 h) + imersão água e cura a vapor (24 h) + imersão em água. No primeiro método de cura (no que se vai seguir denominado de cura ao ar + água), os provetes, após a sua betonagem, foram mantidos 34

59 STATE OF THE ART durante 24 h em laboratório, sem qualquer método de controlo de cura, após as quais foram desmoldados e imersos em água a 27 ± 1 ºC; não obstante, uma parcela dos provetes, após a sua desmoldagem, foi de imediato testada relativamente à resistência à compressão e à resistência à tracção por compressão diametral. No que diz respeito ao restante método de cura (seguidamente designado por cura a vapor + água), após a betonagem dos provetes, estes foram mantidos num banho de vapor a 65 ºC por 24 h (Figura 2.34), após as quais foram desmoldados e imersos em água a 27 ± 1 ºC; analogamente ao descrito na cura por imersão em água, uma parcela dos provetes, após a sua desmoldagem, foi testada relativamente à resistência à compressão e à resistência à tracção por compressão diametral. Quanto à composição dos betões, foram produzidas 4 tipologias distintas, nomeadamente 0 (R0), 20 (R20), 50 (R50) e 100% (R100) de substituição de AGP por AGRB. Figura 2.34 Ciclo da cura a vapor (adaptado de KOU et al., 2004) 80 Cura ao ar + água 80 Cura a vapor + água Resistência à compressão (MPa) R0 R20 R50 R R0 R20 R50 R Idade do betão (dias) Idade do betão (dias) Figura 2.35 Evolução da resistência à compressão ao longo do tempo (KOU et al., 2004) Relativamente à resistência à compressão, os provetes foram ensaiados após 1, 4, 7, 28 e 90 dias de cura. Observando a Figura 2.35, é possível concluir que a resistência à compressão aumenta com a idade do betão, para todas as tipologias e condições de cura. Na mesma figura, é possível verificar que os provetes submetidos à cura a vapor + água apresentam, nos primeiros dias de cura, valores superiores de resistência à compressão. Contudo, após 7, 28 e 35

60 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 90 dias de cura (Figura 2.36), os valores de resistência à compressão são análogos para os dois tipos de cura. Porém, os espécimes da tipologia R0 submetidos à cura a vapor + água apresentam uma ligeira quebra de resistência, contrastando com os BAGRB que não aparentam sofrer qualquer influência deste tipo de cura. Não obstante, verifica-se um decréscimo de resistência à compressão, à medida que se aumenta a percentagem de substituição de AGP por AGRB, tal como detectado nas restantes campanhas experimentais cura ao ar + água cura a vapor + água 55 idade do betão = 7 dias 75 idade do betão = 28 dias 75 idade do betão = 90 dias % de substituição de AGP por AGRB % de substituição de AGP por AGRB % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.36 Variação da resistência à compressão aos 7, 28 e 90 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB (KOU et al., 2004) Resistência à tracção por compressão diametral Os factores anteriormente descritos para a resistência à compressão são também válidos para a resistência à tracção, pois ambas as propriedades são afectadas de maneira similar. Contudo, esta propriedade é mais sensível a curas inadequadas. Elementos de betão submetidos a cura secas apresentam uma relação f t /f c inferior a elementos sujeitos a cura húmidas, devido à maior porosidade dos primeiros e a fenómenos de retracção não-uniforme dos provetes (NEVILLE, 1981). Como referido no sub-capítulo 2.3.4, a resistência à tracção depende, principalmente, da quantidade e qualidade das ligações estabelecidas entre os agregados e matriz cimentícia, assim como das imperfeições e micro-fissurações da peça de betão. Por outras palavras, o valor de colapso não se relaciona directamente com a resistência média da secção, mas sim com as suas zonas mais fragilizadas. Tal como verificado na resistência à compressão, composições com relações a/c baixas e cimento de hidratação lenta, requerem um atenção redobrada durante o período de cura. Kou et al. (2004) avaliaram a influência da cura a vapor + água, comparativamente à cura ao ar + água, na resistência à tracção por compressão diametral de BAGRB. A descrição dos 36

61 STATE OF THE ART métodos de cura e das tipologias de betão produzidas encontra-se no final do sub-capítulo Observando a Figura 2.37, é possível concluir que a resistência à tracção por compressão diametral aumenta com a idade do betão, para todas as tipologias e condições de cura. Referente à mesma figura, verifica-se que os provetes constituídos por BAGRB, submetidos à cura a vapor + água, apresentam valores superiores de resistência à tracção por compressão diametral, para qualquer idade. Mais especificamente, os valores de resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias (Figura 2.38) sugerem uma influência positiva da cura a vapor + água, face à cura ao ar + água. Não obstante, verifica-se um decaimento da resistência à tracção, à medida que se aumenta a incorporação de AGRB. Pelo contrário, a tipologia R0, ou seja, o BR apresenta uma quebra de resistência quando submetido à cura a vapor + água. 4.0 Cura ao ar + água 4.0 Cura a vapor + água Resistência à tracção (MPa) Idade do betão (dias) R0 R20 R50 R Idade do betão (dias) R0 R20 R50 R100 Figura 2.37 Evolução da resistência à tracção por compressão diametral ao longo do tempo (KOU et al., 2004) 3.8 idade do betão = 28 dias Resistência à tracção (MPa) cura ao ar + água cura a vapor + água % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.38 Variação da resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB (KOU et al., 2004) 37

62 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Módulo de elasticidade Existe uma grande afinidade entre o módulo de elasticidade de um betão e a sua resistência à compressão, pelo que a influência das condições de cura é também análoga. Segundo Neville (1981), a relação entre a resistência à compressão e o módulo de elasticidade não é afectada para temperaturas de cura abaixo de 230 ºC, pois ambas as propriedades apresentam variações idênticas. Para temperaturas abaixo de 70 ºC, o módulo de elasticidade do betão tende a aumentar com a progressão da cura. Contudo, para temperaturas superiores, registase um declínio desta propriedade (KEHL et al., 1998). Não obstante, para resistência idênticas, o módulo de elasticidade apresenta valores superiores quando submetido a baixas temperaturas de cura. De referir que provetes submetidos a cura por vapor apresentam menores módulos de elasticidade, comparativamente a betões análogos sujeitos a curas húmidas. Myers (1999) comparou o módulo de elasticidade obtido para betões sujeitos a cura húmidas, normalizadas pela ASTM, com betões sujeitos a elevadas temperaturas de cura (match-cure 4 ). Os resultados deste autor encontram-se apresentados na Figura Figura 2.39 Influência das condições de cura e da sua duração, no módulo de elasticidade (adaptado de MYERS, 1999) Como se pode observar, os valores últimos de módulo de elasticidade, dos betões submetidos a curas húmidas e temperaturas baixas, são superiores aos registados para betões submetidos a cura de alta temperatura. Tal deve-se à resistência inferior destes últimos, bem como ao fenómeno de microfissuração dos mesmos. É ainda visível que os betões sujeitos a temperaturas elevadas apresentam uma evolução de módulo de elasticidade muito mais rápida, adquirindo após 24 horas mais de 90% do valor final. A evolução dos restantes betões 4 Match-cure: os provetes de ensaio foram mantidos em moldes metálicos, que permitiam a regulação da temperatura de cura. Este sistema é habitualmente utilizado para manter provetes em laboratório, nas mesmas condições dos elementos de betão in situ (pontes, barragens, etc.), recorrendo a sensores de temperatura instalados nestes últimos. Contudo, neste ensaio específico, o sistema não pretendia simular qualquer ambiente de cura existente, mas sim permitir uma cura a elevadas temperaturas. 38

63 STATE OF THE ART é mais lenta. Contudo, após 7 dias de cura, estes apresentam valores de módulo de elasticidade próximos dos finais. Malhotra e Carino (2004) referem que o módulo de elasticidade depende particularmente das primeiras 48 horas de cura, sendo que, após este período, as variações não são significativas. Neste período, a evaporação da água de amassadura, mesmo a baixas temperaturas, quando não evitada, conduz a microfissurações, devido à retracção da peça, e subsequentemente à redução da sua rigidez, que deste modo afecta o módulo de elasticidade. Os mesmos autores referem que: para as mesmas condições de cura, o módulo de elasticidade aumenta à medida que a resistência à compressão aumenta; em condições de cura húmida, o módulo de elasticidade aumenta com a idade; contudo, caso se permita a evaporação, o módulo de elasticidade tende a diminuir com a idade. Deste modo, não existindo especificações relativamente às condições de cura, a cura por imersão e a cura húmida, a baixas temperaturas, serão aquelas que permitem a maximização do módulo de elasticidade. É ainda de sublinhar que, as condições de humidade dos provetes, durante o seu ensaio, afectam o valor de módulo de elasticidade. Provetes em estado húmido tendem a fornecer melhores resultados, face a provetes secos (MALHOTRA e CARINO, 2004; NEVILLE, 1981). A campanha experimental realizada por Kou et al. (2004) analisou a influência da cura a vapor + água, comparativamente à cura ao ar + água, no módulo de elasticidade de BAGRB. A descrição dos métodos de cura e das tipologias de betão produzidas encontra-se no final do sub-capítulo Os mesmos autores referem que, embora o R0 (BR) seja negativamente afectado pela cura a vapor + água, esta não evidencia qualquer influência no módulo de elasticidade das tipologias de BAGRB, comparativamente à cura ao ar+água (Figura 2.40). Os resultados demonstram que o módulo de elasticidade diminui com o aumento da incorporação de AGRB, como esperado. 40 idade do betão = 28 dias Módulo de elasticidade (GPa) cura ao ar + água cura a vapor + água % de substituição de AGP por AGRB Figura 2.40 Variação do módulo de elasticidade aos 28 dias com a taxa de substituição de AGP por AGRB (KOU et al., 2004) 39

64 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resistência à abrasão A resistência à abrasão é uma das propriedades mais afectadas pelas condições de cura, pois, e como referido, estas afectam principalmente a camada superficial dos elementos de betão. É também bastante influenciada pelas propriedades dos materiais que compõe o betão e, particularmente, pelo acabamento das superfícies. Os métodos de cura assumem uma importância elevada em ambientes de altas temperaturas, vento elevado ou baixa humidade relativa. Uma cura inadequada tenderá a reduzir a resistência da camada superficial, podendo esta atingir 30 a 50 mm de espessura (NEWMAN e CHOO, 2003). É no entanto de sublinhar que o acabamento das superfícies, comparativamente às condições de cura, possui uma influência preponderante na resistência à abrasão (Figura 2.41). Figura 2.41 Influência das condições e do método de acabamento na resistência à abrasão (adaptado de MYERS e RAMÓN, 1998) Posto isto, exige-se deixar uma pequena nota relativamente ao ensaio de resistência à abrasão: na presente dissertação, não se pretendeu analisar o efeito do acabamento superficial na resistência à abrasão; tal factor depende mais do tipo de acabamento e da qualidade do cimento empregue do que das propriedades dos agregados que compõem o betão; deste modo, e de forma a isolar e excluir este elemento, o ensaio de abrasão foi realizado em provetes de ensaio normalizados, sendo estes provenientes de provetes maiores, curados nos respectivos ambientes e serrados previamente à realização do ensaio; assim, a superfície de ensaio correspondeu à superfície de corte dos provetes, ou seja, a um plano interno do elemento de betão, composto por regiões de agregado e regiões de pasta cimentícia. Este ponto encontra-se explicitado no sub-capítulo Assim sendo, e neste caso em particular, o acabamento deixa de influir na resistência à abrasão. De notar que, tratando-se de zonas internas do betão, a influência das condições de cura não será tão expressiva como a registada nas zonas externas. A resistência ao desgaste por abrasão é afectada pela porosidade do betão, diminuindo com o aumento desta última (Figura 2.42). Deste modo, é essencial proceder-se a uma cura adequada que evite a evaporação da água de amassadura, de forma a diminuir a porosidade do betão. Em composições com relações a/c baixas, é importante que o método de cura 40

65 STATE OF THE ART aplicado aprovisione uma quantidade de água adicional, para que ocorra uma hidratação correcta da matriz cimentícia (MYERS e RAMÓN, 1998). Figura 2.42 Influência da porosidade na resistência ao desgaste por abrasão (adaptado de MYERS e RAMÓN, 1998) Dhir et al. (1991) realizaram um estudo sobre a resistência à abrasão das superfícies de betão e a influência das condições de cura na mesma. Foram avaliadas diversas relações a/c, bem como diferentes tipologias de cura, e ainda a evolução da resistência à abrasão ao longo do tempo (Figura 2.43). Relativamente às diferentes condições de cura, os provetes foram mantidos durante 24 horas cobertos por serapilheira húmida, sendo posteriormente submetidos a 4 tipologias de cura distintas: 27 dias imersos em água a 20 ºC (E1); 6 dias imersos em água a 20 ºC, seguidos de 21 dias a 55% HR e 20 ºC (E2); 3 dias imersos em água a 20 ºC, seguidos de 24 dias a 55% HR e 20 ºC (E3); 27 dias a 55% HR e 20 ºC (E4). Figura 2.43 Influência das condições de cura e da sua duração na resistência à abrasão (adaptado de DHIR et al., 1991) Como se pode observar na Figura 2.43(a), existe uma influência significativa da cura nos primeiros 7 dias, após os quais o ganho de resistência à abrasão é mínimo. Verifica-se também que as relações a/c mais baixas conduzem a valores de resistência à abrasão superiores. Comparando as diferentes condições de cura, na Figura 2.43(b), verifica-se uma diminuição de resistência significativa na cura E4, ou seja, nos provetes que não foram submetidos a uma 41

66 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB cura por imersão em água. As restantes tipologias, E1, E2, e E3, registam valores de resistência à abrasão idênticos, sendo de referir que os provetes submetidos a 27 dias de cura por imersão em água (E1) apresentam os melhores resultados. Deste modo, demonstra-se não só a importância dos primeiros dias de cura na resistência à abrasão, mas também as vantagens da cura por imersão em água (ACI 308R-01, 2001). 2.5 CONCLUSÕES O levantamento de state of the art realizado possibilitou conhecer as diversas investigações desenvolvidas nesta área, bem como estabelecer bases de comparação com a presente dissertação. É consensual na comunidade científica que ocorre um decréscimo de desempenho mecânico com a incorporação de AGRB. Porém, e com base nas referências bibliográficas citadas, nem sempre tal situação se verifica. Tal deve-se ao comportamento mecânico dos BAGRB se relacionar de forma estreita com as propriedades dos AGRB, apresentando estes últimos uma elevada heterogeneidade, mesmo quando provenientes da mesma origem, face aos seus homólogos naturais. De uma forma geral, é expectável que os AGRB apresentem, comparativamente aos AGP, um maior nível de porosidade, menor massa volúmica, maior absorção de água, maior rugosidade e maior angulosidade. Relativamente ao comportamento mecânico dos BAGRB, é esperado que estes apresentem reduções de desempenho, no que respeita à resistência à compressão, resistência à tracção por compressão diametral e módulo de elasticidade. No que se refere à resistência ao desgaste por abrasão, a opinião não é unânime, nem os resultados das investigações analisadas consistentes. Não obstante, é esperado que a incorporação de AGRB aumente a resistência à abrasão dos BAGRB. No que concerne à influência das condições de cura, nas propriedades mecânicas dos BAGRB, é expectável que, tanto a resistência à compressão como o módulo de elasticidade, não sejam particularmente sensíveis a cura inadequadas. Já a resistência à tracção por compressão diametral deve apresentar uma tendência semelhante à resistência à compressão, porém, mais acentuada e sensível a curas inadequadas. Relativamente à resistência ao desgaste por abrasão, esta deve apresentar um desempenho análogo, em termos de sensibilidade às condições de cura, à resistência à compressão, visto o ensaio ser realizado sobre uma faceta interna do elemento de betão. É expectável que as condições de cura com os níveis de humidade relativa mais elevados proporcionem um melhor desempenho mecânico dos betões produzidos, tanto com como sem agregados reciclados. 42

67 CAMPANHA EXPERIMENTAL 3 CAMPANHA EXPERIMENTAL 3.1 INTRODUÇÃO O objectivo desta campanha experimental é avaliar as influências das condições de cura no desempenho mecânico de BAGR, comparativamente com os BR. Para tal, desenvolveu-se uma campanha experimental composta por ensaios de BR e BAGR análogos, em 4 condições de cura distintas e para 4 níveis diferentes de substituição de agregados grossos. Resumidamente, as 4 condições de cura são: cura em ambiente de laboratório LCC (laboratory conditions curing); cura em ambiente exterior (ambiente não controlado) OEC (outer environment curing); cura em câmara húmida WCC (wet chamber curing); cura por imersão em água WIC (water immersion curing). Para cada tipo de cura, existem 4 padrões de substituição diferentes, ou seja: 0% de substituição (BR) BR; 20% de substituição (BAGRB) B20R; 50% de substituição (BAGRB) B50R; 100% de substituição (BAGRB) B100R. Pretende-se com este capítulo descrever as diferentes fases da campanha experimental, bem como apresentar os diferentes ensaios realizados. Além da natural referência às normas utilizadas, houve o especial cuidado de descrever de uma forma exaustiva os procedimentos experimentais, pois nem sempre foi possível seguir as normas na íntegra, visto alguns procedimentos necessitaram de ser adaptados de forma a permitir uma correcta comparação entre os diversos ensaios das diferentes condições de cura. 3.2 PLANIFICAÇÃO DA CAMPANHA EXPERIMENTAL A campanha experimental encontra-se dividida em 4 fases que se descrevem em seguida ª fase experimental Nesta fase, procedeu-se à preparação de todo o material necessário para a realização dos ensaios, ou seja, obtenção de agregados grossos reciclados (AGR) a serem incorporados, bem como de agregados naturais, areia e cimento. 43

68 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Os AGRB foram fabricados a partir de um betão de origem (BO), gentilmente cedido pela empresa Unibetão. Aquando da aquisição do BO, foram também obtidos agregados grossos naturais, areia e cimento, junto da mesma entidade fornecedora do BO, para que estes elementos (que só foram utilizados aquando da fabricação do BAGR ou betão secundário) fossem o mais idênticos possível com os utilizados no BO. Os AP foram deste modo armazenados em quantidades previamente calculadas até à fase experimental seguinte. Após a cura do BO, este foi britado de forma a se obter os AGRB. Para tal, recorreu-se à britadeira existente nas instalações do Instituto Superior Técnico. Segundo o estudo de Matias (2005), a abertura das maxilas a utilizar deve ser a n.º 6, uma vez que se revela a ideal para a maximização de agregados grossos reciclados de betão ª fase experimental A segunda fase da campanha experimental foi reservada à caracterização dos agregados, tanto os reciclados (AGRB) como os primários (grossos e finos), que foram empregues no fabrico do betão. Relativamente aos agregados grossos reciclados e primários, a sua caracterização foi realizada com base nos seguintes ensaios: análise granulométrica, de acordo com as normas NP EN (2000) e NP EN (1999); determinação da massa volúmica e absorção de água, de acordo com a norma NP EN (2003); análise da massa volúmica aparente, de acordo com a norma NP EN (2003); determinação do índice de forma, de acordo com a norma NP EN (2002); ensaio de desgaste de Los Angeles, de acordo com a especificação LNEC E237 (1970); determinação do teor de humidade, de acordo com a norma NP EN (2002). Quanto aos agregados finos primários, visto que não existem agregados finos reciclados, a sua caracterização tem por base as seguintes análises: análise granulométrica, de acordo com as normas NP EN (2000) e NP EN (1999); determinação da massa volúmica e absorção de água, de acordo com a norma NP EN (2003); 44

69 CAMPANHA EXPERIMENTAL ª fase experimental Nesta fase, pretendeu-se avaliar e corrigir a composição de cada um dos betões, de forma a obter-se uma trabalhabilidade correcta, garantindo-se assim uma fluidez adequada do material, sem que exista separação dos materiais constituintes do mesmo. É importante manter a mesma trabalhabilidade entre os diferentes betões, de forma a isolar a variável referente às condições de cura, para que no final seja possível realizar comparações entre os resultados obtidos para cada tipo de cura. Deste modo, impôs-se que o resultado do ensaio de abaixamento (cone de Abrams) fosse de 80 ± 10 mm. De referir que os AR apresentam uma maior absorção de água, quando comparados com os AP. De forma a resolver esta situação, poderia recorrer-se à pré-saturação dos agregados ou acrescentando-se uma quantidade adicional de água durante o processo de amassadura. Este ponto foi estudado por Luís Ferreira, de acordo com o proposto por Leite (2001), pelo que o problema foi solucionado recorrendo à adição de água durante a amassadura, segundo o método descrito em Ferreira (2007). Os ensaios efectuados sobre o betão fresco foram os seguintes: ensaio de abaixamento (cone de Abrams), de acordo com a norma NP EN (2002); determinação da massa volúmica, de acordo com a norma NP EN (2002). O ensaio efectuado sobre o betão endurecido foi o seguinte: resistência à compressão aos 28 dias, de acordo com a norma NP EN (2003) ª fase experimental Esta fase teve por objectivo avaliar os diferentes tipos de betões fabricados sob o ponto de vista do desempenho mecânico e da deformabilidade. Para tal, foi realizada uma diversidade de ensaios, sendo que, em relação ao betão fresco, foram efectuados os seguintes: ensaio de abaixamento (cone de Abrams), de acordo com a norma NP EN (2002); determinação da massa volúmica, de acordo com a norma NP EN (2002). 45

70 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Em relação ao betão endurecido, foram efectuados os seguintes ensaios: resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias, de acordo com a norma NP EN (2003); resistência à tracção, por compressão diametral, de acordo com a norma NP EN (2003); resistência ao desgaste, de acordo a norma alemã DIN (2002); módulo de elasticidade aos 28 dias, de acordo com a especificação LNEC E397. No Quadro 3.1, apresentam-se resumidamente os ensaios realizados ao betão endurecido, bem como a idade e número de provetes utilizados: Quadro 3.1 Quantidades, dimensões e idade dos provetes ensaiados Ensaio Idade (dias) N.º Forma e dimensões (mm) 3.ª Fase Resistência à compressão 28 4 Cúbico, ª Fase Resistência à compressão Módulo de elasticidade 28 2 Resistência à tracção (por compressão diametral) Cúbico, 150 Cilíndrico, (Φ h) os mesmos provetes do ensaio de tracção 28 3 Cilíndrico, (Φ h) Abrasão 91 3 Prismas, (a b h) Nota: este quadro refere-se apenas a um ambiente de cura e a um nível de substituição de agregados grossos. 3.3 FORMULAÇÃO DOS BETÕES Introdução O betão é uma mistura ponderada de cimento, agregados grossos e finos e água, com ou sem a incorporação de adjuvantes e adições, sendo que as suas propriedades se desenvolvem aquando da hidratação do cimento (vulgarmente designada por presa). Dependendo dos materiais e da ponderação utilizada na mistura, bem como da técnica de execução da mesma, é possível obter uma diversidade de betões com diferentes níveis de desempenho, durabilidade e economia. Optou-se por formular os betões com base nas curvas de referência de Faury e em formulações de betões utilizadas em estudos anteriores realizados nesta instituição (I.S.T.), sobre a temática da incorporação de agregados reciclados em betões estruturais, de forma a permitir uma comparação o mais directa possível com os mesmos. Desta forma, utilizou-se a formulação utilizada por Gomes (2007), devidamente adaptada ao caso em estudo. Os AR foram obtidos através da britagem em laboratório de betão obtido junto da indústria de betão pronto (BO betão de origem). 46

71 CAMPANHA EXPERIMENTAL Betão de origem (BO) A obtenção dos AR foi realizada através da britagem de betão normal, com recurso à britadeira existente no Laboratório de Estruturas e Resistências de Materiais do Departamento de Engenharia Civil do Instituto Superior Técnico, pelo que foi necessário obter o betão de origem (BO) para tal efeito. De forma a obter o BO, foi realizada uma betonagem in situ no referido laboratório, onde se montou uma cofragem de madeira preparada para receber aproximadamente 2 m 3 de betão pronto produzido na central de Frielas da empresa Unibetão S.A. Na montagem da cofragem, que se pode observar na Figura 3.1, existiu o especial cuidado de dotar a mesma de contraventamentos de forma a impedir o seu colapso e seccionamentos para que os provetes retirados após a cura do betão fossem dotados de dimensões tais que permitissem a sua inserção na câmara de admissão da britadeira, a qual possui aproximadamente 0.40 x 0.30 m 2. Figura 3.1 Cofragem em construção para a recepção do BO Com base nos parâmetros definidos na norma NP EN (2005), o betão pronto encomendado apresentava as seguintes características: classe de resistência: C 30/37; classe de consistência: S2 (80 ± 10 mm); tipo de ligante: CEM II A-L 42.5 R, da cimenteira de Outão, Setúbal, da empresa SECIL; máxima dimensão do agregado: 25 mm. Com base no estudo de composição do betão, fornecido pela Unibetão e que se anexa a este documento (ANEXO A), apresenta-se no Quadro 3.2 a posologia do betão pronto recebido. 47

72 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Quadro 3.2 Composição do betão de origem (C30/37) Constituintes Quantidade (m 3 /m 3 ) m.v. (kg/m 3 ) CEM II A-L 42.5 R Água Brita Brita Bago de arroz Areia grossa Areia fina Escória Cinzas volantes Adjuvantes Vazios Aquando da betonagem do BO, foram recolhidos 6 provetes cúbicos de 0.15 m de aresta, com o intuito de realizar um ensaio de compressão aos 28 dias de forma a obter-se uma caracterização mais precisa desse betão. Estes provetes foram submetidos a um processo de cura em câmara húmida, a temperatura e humidades constantes e controladas, minimizando assim a influência da retracção e microfissuração dos provetes nos resultados obtidos. Visto o ensaio de compressão se encontrar descrito em Resistência à compressão, apresenta-se aqui apenas um resumo dos procedimentos realizados. Após os 28 dias de cura, procedeu-se à pesagem dos provetes, de forma a detectar a existência de vazios no interior dos mesmos. Este procedimento permite avaliar qualquer resultado anómalo que surja. Os provetes foram de seguida ensaiados numa prensa hidráulica de 4 colunas, a uma velocidade de carga constante de 11.3 kn/s (0.5 MPa/s). Os resultados obtidos apresentam-se de seguida (Quadro 3.3). Quadro 3.3 Resultados do ensaio de compressão do BO (28 dias) Massa (g) Força (kn) σ (MPa) BO BO BO BO BO BO Média Determinou-se o valor da tensão característica do BO, sendo que este cálculo deve ser encarado como um exercício académico, visto o número de amostras não ser suficiente para garantir fiabilidade estatística. 48

73 CAMPANHA EXPERIMENTAL A tensão característica do BO tem por base a seguinte equação: onde, f f S ck= cm λ n (3.1) f ck valor característico de resistência à compressão (MPa); f cm valor médio de resistência à compressão (MPa); λ parâmetro estatístico que depende do número de amostras 5 ; S n desvio padrão (MPa). O cálculo efectuado teve como resultado uma tensão característica de 36.4 MPa, o que é ligeiramente abaixo do valor esperado para um betão de classe C 30/37. Contudo não se prevê que este valor tenha influência nos ensaios efectuados nas seguintes fases da campanha experimental Betão de referência (BR) Como referido na introdução deste capítulo, a posologia dos betões ensaiados foi determinada com base nas curvas de referência de Faury e na formulação utilizada por Gomes (2007), de forma a ser possível estabelecer uma comparação entre esta dissertação e estudos realizados nesta instituição. Com base na norma NP EN (2005), procurou-se obter um betão com uma resistência média à compressão de 35 MPa, ou seja, da mesma classe de resistência do BO (C30/37) e com uma trabalhabilidade aproximadamente igual a 80 ± 10 mm, o que equivale a uma classe de plasticidade S2. De referir que, com base em estudos anteriores, é expectável que tanto os betões de referência (BR) como os betões com incorporação de AR, apresentem valores característicos de resistência à compressão superiores a 35 MPa (C30/37). Resumidamente, os betões desenvolvidos devem apresentar as seguintes características: classe de resistência: C 30/37; classe de consistência: S2 (50 a 90 mm); classe de exposição: XC3 (moderadamente húmido); ligante: CEM II A-L 42.5 R, da cimenteira de Outão, Setúbal, da empresa SECIL; tipo de agregados: calcários; máxima dimensão do agregado: D máx = 25 mm; água de amassadura: potável, retirada da rede de abastecimento pública; local de fabrico: laboratório; adjuvantes e adições: nenhuns. 5 Segundo Nepomuceno, o parâmetro λ pode ser tomado, numa abordagem simplista, como igual a

74 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Consideraram-se ainda os seguintes parâmetros: bom controlo de qualidade de produção; vibração média com recurso a agulha vibratória; medição dos componentes em peso Máxima dimensão do agregado (D máx ) Quanto maior for o valor da máxima dimensão do agregado, maior será o índice de vazios, logo maiores serão o efeito de parede e a dificuldade de vibração do betão. Nesta dissertação tomou-se, como máxima dimensão do agregado 25.4 mm, visto ser o valor apresentado pelo BO. É no entanto necessário verificar a não ocorrência do efeito parede, sendo que, segundo Faury, este não ocorre caso a máxima dimensão dos agregados não exceda em 1/3 o raio médio do molde (R), ou seja: D 4 3 má x= R (3.2) Sendo que o raio médio do molde é igual a: volume a encher de betão R = superfície confinante do volume de betão (3.3) Como se pode constatar no Quadro 3.1, os menores moldes utilizados neste estudo são cubos de 150 mm de aresta. De referir, que embora os provetes do ensaio de abrasão sejam de dimensões inferiores, estes foram obtidos através da serragem de moldes cúbicos de 150 mm de aresta. Posto isto, tem-se que: 3 L L 150 R = = = = 25 mm (3.4) 2 6L 6 6 D mm (3.5) 3 Deste modo, conclui-se que não ocorre o fenómeno de efeito parede Valor médio de tensão de rotura à compressão (f cm ) Como referido, pretende-se que o BR possua uma classe de resistência C30/37, pelo que o valor da resistência média à compressão pode ser calculado com base na seguinte fórmula: 50

75 CAMPANHA EXPERIMENTAL f f S cm= ck+ λ n (3.6) f cm valor médio de resistência à compressão (MPa); f ck valor característico de resistência à compressão (MPa); λ parâmetro estatístico que depende do número de amostras; S n desvio padrão (MPa). De forma a estimar o valor do desvio padrão, recorreu-se ao Quadro 3.4, elaborado por Nepomuceno (1999). Quadro 3.4 Desvio padrão em função do grau de controlo de produção Medição dos componentes Cimento Agregados Grau de controlo da produção Desvio Padrão (MPa) Peso Peso Peso Volume Peso (servomecanismo) (servomecanismo) Peso Volume Volume Fraco 5.6 Normal 4.6 Bom 3.6 Fraco 6.5 Normal 5.4 Bom 4.4 Fraco 7.2 Normal 6.0 Bom 4.7 Fraco 7.6 Normal 6.5 Bom 5.2 Desta forma, o valor médio de resistência à compressão é dado pela expressão: f = = 44.2 MPa (3.7) cm Relação água / cimento (a/c) A resistência à compressão do betão endurecido e a sua fluidez em estado fresco estão fortemente relacionadas com a quantidade de água introduzida durante o processo de amassadura. Se, por um lado, esta é responsável pela presença de vazios na matriz cimentícia, por outro, a hidratação do ligante depende directamente da água de amassadura e é a conjugação destes dois elementos que origina a estrutura aglomerante e resistente do betão. 51

76 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Usualmente, a quantidade de água necessária para uma correcta amassadura está directamente relacionada com quantidade de ligante que compõe a mesma, sendo que é possível estabelecer uma razão água / ligante. Na Figura 3.2, apresenta-se a correlação entre a resistência média à compressão aos 28 dias e a relação a/c, proposta por Nepomuceno (1999) para betões com cimento do tipo II 32.5 sem aditivos ou adjuvantes, e a ainda a correlação proposta pelo American Concrete Institute (ACI), para a mesma composição de betão. Figura 3.2 Correlação entre f cm 28 e relação a/c (Nepomuceno e ACI) Com base nas correlações apresentadas, calcularam-se as relações a/c para ambos os casos. Correlação do American Concrete Institute (ACI): f cm ( ) 2 = 44.2 = a a a 0.41 (3.8) c c c Correlação de Nepomuceno: f cm ( ) 2 28 = 44.2 = a a a 0.43 (3.9) c c c Optou-se pela relação a/c calculado através da correlação de Nepomuceno, ou seja a = 0.43, visto ter sido esta a adoptada por Gomes (2007) e por outros estudos anteriores. c 52

77 CAMPANHA EXPERIMENTAL Geralmente, a absorção de água dos agregados naturais é baixa, pelo que é comum ser desprezada. Contudo, visto os betões em estudo apresentarem incorporação de agregados reciclados (AR) e estes não possuírem uma absorção de água desprezável, será adicionada uma quantidade de água durante o processo de amassadura, segundo o processo de Ferreira (2007), de forma a compensar a absorção por parte dos AR. Por outras palavras, nos betões com incorporação de AR, a relação a/c será superior à indicada, de forma a que a relação efectiva a /c seja igual a Volume de vazios (V V ) A estimativa do volume de ar contido numa amassadura é um processo complicado e que apenas pode ser determinado recorrendo a ensaios directos. Contudo, o ACI propõe uma relação entre o volume de vazios e a máxima dimensão dos agregados, que se expõe no Quadro 3.5. Considerando D máx = 25.4 mm, tem-se que V V = 15 l/m 3. Quadro 3.5 Relação entre o volume de vazios e a máxima dimensão dos agregados D máx (mm) V V (l/m 3 ) 9, , , , , ,8 5 76, , Índice de vazios (I V ) O índice de vazios (I V ) equivale à soma dos volumes de água e de vazios por unidade de volume de betão logo após a betonagem, ou seja, corresponde ao volume de material não sólido, indicando de forma indirecta a porosidade expectável do mesmo. Este parâmetro pode ser estimado recorrendo à expressão (3.10), proposta por Faury. I V K K ' = + 5 D R 0.75 D (3.10) onde, K e K parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da trabalhabilidade pretendida e dos meios de colocação utilizados, conforme definido no Quadro 3.6. D máxima dimensão do agregado (mm); R raio médio do molde que contém o betão (mm). 53

78 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Quadro 3.6 Valores dos parâmetros K e K (NEPOMUCENO, 1999) K Natureza dos agregados Trabalhabilidade Meios de Areia rolada Areia e colocação Agregados Agregados Agregados K grosso rolado grosso britado grossos britados Terra húmida Vibração muito potente e possível 0,24 0,25 0,27 0,002 compressão Seca Vibração potente 0,25 a 0,27 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,003 Plástica Vibração média 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,30 a 0,34 0,003 Mole Apiloamento 0,34 a 0,26 0,36 a 0,38 0,38 a 0,40 0,003 Fluida Sem nada 0,36 0,38 0,38 0,004 Considerando os tipos de agregados a serem utilizados (areia fina rolada e agregados grossos britados) e a trabalhabilidade do betão fresco que se pretende obter (classe de abaixamento S2) tem-se que as incógnitas tomam os seguintes valores: K = 0.37; K = 0.003; D = 25.4 mm; R = 25 mm. Substituindo as incógnitas da expressão (3.10), obtém-se: I V = l/m (3.11) Dosagem de água de amassadura (A) A dosagem de água de amassadura corresponde à subtracção do volume de vazios (V V ) (quantidade de ar incluso no interior do betão) ao índice de vazios (I V ) (volume total de materiais não sólidos), conforme se representa na expressão (3.12). A = I V (3.12) V V A dosagem de água de amassadura (l/m 3 ); I V índice de vazios de Faury (l/m 3 ); V V volume de vazios presentes no betão (l/m 3 ). 54

79 CAMPANHA EXPERIMENTAL Substituindo: IV = 207 l/m 3 V V = 15 l/m 3 Resulta: 3 A = = 192 l/m (3.13) Mais uma vez se relembra o facto de este estudo incidir na temática dos BAGR, pelo que a absorção de água registada pelos AR terá de ser compensada com a adição da mesma durante o processo de amassadura Dosagem de cimento (C) Sabendo que a relação a/c é de 0.43 (determinada no ponto deste estudo) e que a dosagem de água de amassadura (A) é de 192 l/m 3 (determinada no ponto anterior, ), a dosagem de cimento (C) é estimada pela expressão (3.14). C A A C = (3.14) Ou seja: C = 447 kg/m (3.15) Atendendo aos requisitos de durabilidade estabelecidos pela NP ENV 206, este valor verifica a condição da dosagem mínima a adoptar no fabrico do betão armado de 280 kg/m 3 de betão, função da classe de exposição ambiental, sendo a adoptada a classe XC3 (moderadamente húmido, sem gelo) Volume das partículas de cimento (V C ) O volume ocupado pelas partículas de cimento, em um metro cúbico de betão, pode ser calculado recorrendo à expressão (3.16). V C C δ = (3.16) C δ C = 3100 kg/m 3 (massa específica do cimento utilizado na campanha experimental) Pelo que se obtém: V C = = m /m (3.17) 55

80 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Volume das partículas sólidas (V S ) O volume das partículas sólidas (V S ) corresponde ao volume ocupado pelos agregados e cimento, pelo que, conhecendo o índice de vazios (I V ) (volume de vazios e água), rapidamente se determina o referido parâmetro, através da seguinte expressão: V S = 1 I (3.18) V Sendo I V igual a (calculado no ponto ), resulta: 3 3 V S = = m /m (3.19) Percentagem de cimento relativamente ao volume sólido total (C % ) A percentagem de cimento face ao volume sólido total é determinada através da expressão: C % V V C = (3.20) S Substituindo as incógnitas pelos valores determinados nos pontos anteriores: C % = 18.2% (3.21) Curva de referência de Faury Recorrendo a curvas de referência, é possível determinar, de uma forma expedita, a quantidade ponderada de cada um dos agregados na composição final do betão, para que este seja o mais compacto possível face aos recursos existentes. Neste estudo, recorreu-se à curva de referência de Faury, de forma a determinar a melhor proporção de cada um dos componentes sólidos de betão, para que a curva granulométrica daí resultante (curva real) se aproxime da curva de referência. A curva de referência de Faury apenas se refere às partículas sólidas do betão, pelo que as percentagens determinadas são relativas ao volume sólido ocupado por essas partículas e não ao volume total de betão. 56

81 CAMPANHA EXPERIMENTAL A curva de referência de Faury é representada na Figura 3.3, numa escala logarítmica, sendo que as abcissas representam a dimensão das partículas e as ordenadas a percentagem de material que passa em cada um dos peneiros. As dimensões das partículas iniciam-se em mm, visto este valor corresponder à menor dimensão das partículas de cimento, e desenvolvem-se até à máxima dimensão dos agregados (D máx ), que neste caso específico é de 25.4 mm. A curva de Faury é constituída por dois segmentos de recta, sendo estes definidos pelos seguintes 3 pontos: Ponto 1 Abcissa: mm Ordenada: 0.0 % onde, Ponto 2 Abcissa: Dmá x 25.4 = = 12.7 mm (3.22) 2 2 B PD = A + 17 Dmá x Ordenada: 5 (3.23) A e B parâmetros que dependem da natureza dos agregados, meios de colocação e da consistência do betão, resultantes do Quadro 3.7; Considerando as características estipuladas do betão em estudo (abaixamento S2, areia rolada e agregado grosso britado) e substituindo na equação (3.23), tem-se que: A = 30 B = 2 2 P D = + + = % (3.24) Ponto 3 Abcissa: D máx = 25.4 mm Ordenada: 100 % 57

82 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB % Material passante Dimensão dos agregados (mm) Figura 3.3 Curva de referência de Faury Quadro 3.7 Valores dos parâmetros A e B (NEPOMUCENO, 1999) A Natureza dos agregados Trabalhabilidade Meios de colocação Areia rolada Agregados Agregados grosso grosso rolado britado Areia e Agregados grossos britados B Terra húmida Vibração muito potente e possível compressão Seca Vibração potente 20 a a a 23 1 a 1,5 Plástica Vibração média 21 a a a 26 1,5 Mole Apiloamento Fluida Sem nada Para o cálculo das percentagens e respectivas quantidades de cada tipo de agregado, é habitual recorrer-se à intersecção das curvas granulométricas dos diferentes agregados com a curva de referência de Faury. Contudo, na realização desta investigação, optou-se por peneirar e separar os agregados grossos pelas suas diferentes dimensões, com base na norma NP EN (2000), de forma a minimizar a discrepância entre a formulação do betão e a sua real composição. A partir da Figura 3.3, é possível determinar as percentagens de material que passa nos diversos peneiros utilizados, conforme se ilustra no Quadro

83 CAMPANHA EXPERIMENTAL Quadro 3.8 Percentagem de material passante por peneiro Peneiros (mm) % Passante Determinam-se agora os volumes correspondentes a cada uma das granulometrias, com base na expressão (3.25): V = (% D % d ) V (3.25) di D i i S i Quadro 3.9 Volume relativo de cada fracção granulométrica Peneiros (mm) V di/di (l/m 3 ) 2.38 / / / / / O volume de areia é determinado através da seguinte expressão: V = V - V m /m 3 3 areia agregados grossos cimento = = (3.26) Composição do betão de referência (BR) As quantidades dos diversos componentes necessárias para produzir um metro cúbico de betão são apresentadas no Quadro Quadro 3.10 Composição do betão de referência (BR) Agregados grossos Cimento Areia V água V vazios

84 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 3.4 BRITAGEM DOS AGREGADOS A obtenção dos agregados grossos reciclados de betão foi realizada com recurso à britadeira de maxilas (Figura 3.4) existente no Laboratório de Materiais de Construção do Departamento de Engenharia Civil e Arquitectura do Instituto Superior Técnico. Figura 3.4 Britadeira de maxilas A dimensão dos agregados britados resulta da regulação da abertura entre maxilas (Figura 3.5), sendo esta conseguida através da inserção de placas de diferentes espessuras (Figura 3.6) que fixam as maxilas, consoante a espessura total de placas inseridas, mais afastadas ou mais próximas uma da outra. Sendo o objectivo deste procedimento a aquisição de agregados reciclados grossos, é importante que a abertura escolhida minimize a quantidade de desperdício, que neste caso é todo o material fino (abaixo dos 4.00 mm) e todo o material com dimensão superior ao D máx (25.4 mm). Figura 3.5 Regulação da abertura das maxilas Figura 3.6 Chapas de regulação da abertura das maxilas Com base nos trabalhos experimentais realizados por Matias (2005), sobre diferentes aberturas e correspondentes combinações de placas, optou-se pela abertura n.º 6 do Quadro Analisando o referido quadro, é fácil concluir que quanto maior for a espessura total das 60

85 CAMPANHA EXPERIMENTAL chapas inseridas, menor será a abertura entre as maxilas, pelo que menor será a dimensão do agregado britado obtido. Quadro 3.11 Aberturas das maxilas e combinações de placas (MATIAS, 2005) Abertura Espessura das Espessura Valor da placas (mm) total (mm) abertura (mm) , , ,5 Procedeu-se a uma britagem de teste de forma a despistar algum erro no seu procedimento e de modo a garantir a ausência de factores externos que provocassem distorções nos resultados da campanha experimental. Apresenta-se no Quadro 3.12 a análise granulométrica dos agregados grossos reciclados, provenientes do BO, onde se pode constatar que a quantidade de desperdício (material fino) ronda os 20%. Em estudos anteriores, a percentagem de desperdício verificada é ligeiramente menor (entre 10% a 15%). Contudo, a série de peneiros utilizados nesses ensaios referia-se à norma portuguesa NP 1458 (1977), sendo que a dimensão máxima dos finos era de 2.38 mm. Nos ensaios realizados para a elaboração do presente estudo, tomou-se como referência a norma europeia NP EN (1999), juntamente com a série de peneiros associada, e tomouse como agregado fino todo o material abaixo dos 4.00 mm. Quadro 3.12 Análise granulométrica AGRB (#6 22 mm 15 mm) AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO Peneiro Massa retida ACUMULADO (%) (mm) (g) (%) passado retido Finos TOTAL Embora pudesse ter sido adoptada uma abertura entre maxilas diferente, de forma a minimizar o desperdício, é importante não esquecer que deve existir uma correcta distribuição de material grosso pelos vários peneiros. Desta forma, verifica-se que abertura n.º 6 é a ideal para obtenção de agregados grossos reciclados. 61

86 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 3.5 ENSAIOS DE IDENTIFICAÇÃO DOS AGREGADOS Os betões são maioritariamente constituídos por agregados, sendo por isso fundamental conhecê-los tão exaustivamente quanto possível, para melhor se caracterizar os betões que estes incorporam. A sua geometria (forma e tamanho das partículas), bem como a sua resistência, porosidade e pureza influenciam o desempenho final dos betões Análise granulométrica Objectivo do ensaio Este ensaio tem por objectivo a quantificação estatística das diferentes dimensões e correspondentes fracções das partículas constituintes de cada um dos agregados a serem incorporados (areia, agregados grossos naturais e reciclados). Relativamente aos agregados grossos, e visto que estes foram peneirados e separados nas diferentes fracções granulométricas, este ensaio não tem uma importância vital. Contudo, relativamente às areias, como não foram separadas pelas diferentes fracções, foi necessário recorrer às suas curvas granulométricas de forma a determinar as quantidades a incorporar, para se obter um betão com a maior compacidade possível Normas de ensaio A realização deste ensaio seguiu a metodologia e princípios descritos na norma europeia/portuguesa NP EN (2000) Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: Análise granulométrica. Método de peneiração. Associada a esta norma, encontra-se a NP EN (1999), onde são especificadas as dimensões nominais das aberturas, formato da tela de arame e chapas perfuradas dos peneiros de ensaio a utilizar na análise granulométrica Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC (Figura 3.7); peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN (Figura 3.8); máquina de peneirar (Figura 3.9); balança de precisão de ± 0.1 % da massa a determinar (Figura 3.10). 62

87 CAMPANHA EXPERIMENTAL Amostras A norma NP EN determina que as amostras devem possuir massas mínimas, de acordo com a máxima dimensão do agregado (D máx ), sendo esta a menor abertura do peneiro através do qual passa, pelo menos, 90% da massa dos agregados. A redução da amostra, após a secagem, deve permitir obter um provete de ensaio com massa superior à mínima, mas sem valor exacto predeterminado. Os valores mínimos, correspondentes às diferentes dimensões máximas dos agregados, encontram-se no Quadro Quadro 3.13 Massa dos provetes de ensaio (análise granulométrica) Dimensão máxima Massa mínima D máx (mm) do provete (kg) ,6 8 0,6 4 0,2 Caso o valor de D máx não se encontre no Quadro 3.13, a massa mínima do provete de ensaio pode ser interpolada através dos valores de massa presentes no referido quadro. As amostras são secas em estufa ventilada a (110 ± 5) ºC até que atinjam massa constante (Figura 3.7). Por massa constante entenda-se massa cuja variação, medida em pesagens sucessivas intervaladas de pelo menos 1 hora, seja inferior a 0.1%. A massa do provete de ensaio é registada como M 1. Figura 3.7 Secagem das amostras em estufa ventilada a 110 ºC Figura 3.8 Coluna de peneiros 63

88 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio elabora-se o provete de ensaio, como descrito no ponto anterior ( ); procede-se à lavagem do provete de ensaio sobre o peneiro de mm; de forma a proteger a frágil malha do referido peneiro, é aconselhável colocar-se um peneiro de maior abertura sobre o primeiro; seca-se em estufa a (110 ± 5) ºC até massa constante; regista-se a massa do provete de ensaio, após lavagem e secagem, como M 2 ; procede-se à peneiração (Figura 3.9), manual ou mecânica, do provete ensaio, sendo este despejado directamente na coluna de peneiros (Figura 3.8), devidamente encaixados e dispostos de cima para baixo por ordem decrescente de dimensão das aberturas, com fundo e tampa; retiram-se os peneiros um a um, iniciando-se pelo de maior abertura e agita-se manualmente cada peneiro, garantindo-se que não existe perda de material utilizando, por exemplo, fundo ou tampa; transferir o material passante em dado peneiro para o peneiro seguinte da coluna, antes de iniciar a peneiração manual deste último; o processo de peneiração considera-se concluído quando o material retido não se alterar mais de 1.0% após um 1 minuto de peneiração; pesa-se o material retido no peneiro com maior dimensão de aberturas e regista-se o valor como R 1 (Figura 3.10), bem como a abertura do peneiro; repete-se a mesma operação para os restantes peneiros, registando-se a massa de material retido em cada um como R 2, R 3,,R n ; pesa-se o material retido no fundo e regista-se este valor como P. Figura 3.9 Máquina de peneiração Figura 3.10 Pesagem da fracção retida num dado peneiro 64

89 CAMPANHA EXPERIMENTAL Resultados A percentagem retida em cada peneiro é determinada segundo a seguinte equação: sendo, R i% R i% percentagem de material retido no peneiro i (%); R i massa retida no peneiro i (g); M 1 massa total da amostra seca (g). Ri = 100 (3.27) M 1 Após efectuado o cálculo individual de cada peneiro, procede-se à elaboração da curva granulométrica do material ensaiado. A percentagem de finos (f) que passa pelo peneiro de mm obtém-se pela seguinte equação: f ( M M ) + P M 1 2 = 100 (3.28) sendo, f percentagem de finos que passa pelo peneiro mm (%); M 1 massa total da amostra (g); M 2 massa da amostra, após lavagem e secagem (g); P massa de material retida no fundo da coluna de peneiros (g). 1 Caso a soma das massas R i e P difiram mais de 1 % da massa M 2, é necessário repetir o ensaio. Determinou-se ainda o módulo de finura, sendo este valor igual à soma das percentagens totais que ficam retidas em cada peneiro da série normal (COUTINHO, 1988). Por série normal entende-se o conjunto de peneiros com abertura da malha correspondente à progressão geométrica de razão 2, iniciada no peneiro de abertura mm e estendendo-se até à máxima dimensão do agregado Massa volúmica e absorção de água Objectivo do ensaio Um dos parâmetros fundamentais para o cálculo da composição do betão é a determinação da massa volúmica, visto a dosagem dos materiais ser mais simples através de pesagem do que por volumetria. Sendo o betão constituído maioritariamente por agregados, a massa volúmica destes reflecte-se na massa volúmica do betão. 65

90 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB A determinação da massa volúmica é realizada sobre agregados saturados com a superfície seca, sendo esta a forma ideal de aplicação dos agregados na mistura. Porém, é improvável que, aquando da incorporação dos agregados na mistura, estes se encontrem saturados, pelo que é necessário efectuar as devidas correcções na quantidade de água a ser incluída na amassadura. Relativamente à absorção de água, este ponto influencia directamente a relação água / cimento, devido à transferência de água para o interior dos agregados, sendo deste modo afectada a trabalhabilidade dos betões. De realçar o facto de a absorção de água dos agregados reciclados ser superior à dos seus homólogos naturais, devido à sua maior porosidade, e deste modo apresentarem uma maior susceptibilidade de variações de teor de humidade. Se relativamente aos agregados naturais a absorção de água é baixa, o mesmo não se passa com os agregados reciclados, assumindo uma importância extrema no cálculo da quantidade de água a ser inserida durante a amassadura, de forma a existir uma correcta compensação. A água a ser adicionada deve ser a necessária para saturar os agregados e hidratar o cimento, sem alterar a relação água / cimento efectiva. Para efectuar o cálculo compensatório, é necessário determinar a absorção de água por parte dos agregados, bem como o seu teor de humidade (vide Teor de humidade) Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2003) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação da massa volúmica e da absorção de água Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC (Figura 3.7); peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN 933-2, com as seguintes aberturas: mm, 4 mm, 31.5 mm e 63 mm (Figura 3.8); máquina de peneirar (Figura 3.9); balança de precisão de ± 0.1 % da massa a determinar; termómetro graduado; picnómetro (o volume deste deve ser adequado à dimensão do provete, conforme especificado na norma NP EN ) (Figura 3.11 e Figura 3.13). 66

91 CAMPANHA EXPERIMENTAL Amostras Partículas de agregado de dimensão entre 4 mm e 31.5 mm Procede-se à peneiração e lavagem da amostra sobre o peneiro 31.5 mm e 4 mm, de modo a remover partículas mais finas. Rejeita-se qualquer material retido no peneiro 31.5 mm, deixando escorrer a amostra. A massa do provete de agregado deve ser superior ou igual aos valores apresentados no Quadro Caso o valor de D máx não se encontre no Quadro 3.14, a massa mínima do provete de ensaio pode ser interpolada através dos valores de massa presentes no referido quadro. Regista-se então a massa do provete de ensaio como M 0. Quadro 3.14 Massa dos provetes de ensaio (massa volúmica e absorção de água) Dimensão máxima Massa mínima D máx (mm) do provete (kg) Partículas de agregado de dimensão entre mm e 4 mm A massa do provete de ensaio do agregado deve ser igual ou superior a 1 kg. Procede-se à peneiração e lavagem da amostra sobre o peneiro 4 mm e mm, de modo a remover partículas mais finas. Rejeita-se qualquer material retido no peneiro 4 mm, deixando escorrer a amostra. Regista-se então a massa do provete de ensaio como M Procedimentos de ensaio Partículas de agregado de dimensão entre 4 mm e 31.5 mm São os seguintes os procedimentos de ensaio: elabora-se o provete de ensaio, como descrito no ponto anterior ( ); imerge-se o provete no picnómetro com água a (22 ± 3) ºC e elimina-se o ar ocluído; mantém-se o provete de ensaio à temperatura de (22 ± 3) ºC durante (24 ± 0.5) h; após o período de imersão, remove-se o ar ocluído; faz-se transbordar o picnómetro por adição de água e coloca-se a tampa sem deixar ar dentro do mesmo; seca-se o picnómetro por fora; regista-se a massa do conjunto (picnómetro, provete de ensaio e água) como M 2 ; regista-se a temperatura da água; retira-se o agregado da água e deixa-se escorrer durante alguns minutos; 67

92 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB enche-se o picnómetro com água e coloca-se a tapa sem deixar ar dentro do mesmo; seca-se o picnómetro por fora; regista-se a massa do conjunto (picnómetro e água) como M 3 ; regista-se a temperatura da água (a diferença de valores de temperatura entre a pesagem de M 2 e M 3 não deve exceder 2 º; coloca-se o provete escorrido por cima de panos secos e procede-se à secagem da sua superfície; espalha-se o agregado numa camada monogranular e deixa-se ao ar, resguardado da luz solar directa, até desaparecerem as películas de água visíveis, mas o agregado deve apresentar um aspecto húmido (Figura 3.12); pesa-se o provete saturado com a superfície seca e regista-se o valor como M 1 ; seca-se o provete de ensaio em estufa a ºC até massa constante; pesa-se o provete de ensaio seco e regista-se o valor como M 4. Partículas de agregado de dimensão entre mm e 4 mm São os seguintes os procedimentos de ensaio: elabora-se o provete de ensaio, como descrito no ponto anterior ( ); imerge-se o provete no picnómetro com água a (22 ± 3) ºC e elimina-se o ar ocluído; mantém-se o provete de ensaio à temperatura de (22 ± 3) ºC durante (24 ± 0.5) h; após o período de imersão, remove-se o ar ocluído; faz-se transbordar o picnómetro por adição de água e coloca-se a tampa sem deixar ar dentro do mesmo; seca-se o picnómetro por fora; regista-se a massa do conjunto (picnómetro, provete de ensaio e água) como M 2 ; regista-se a temperatura da água; espalha-se o provete molhado numa camada uniforme sobre a base um tabuleiro; expõe-se o agregado a uma leve corrente de ar morno, de modo a evaporar a humidade superficial; remexe-se o provete em intervalos frequentes de modo a assegurar uma secagem homogénea, até que não seja visível humidade superficial e as partículas do agregado não adiram umas as outras 6 ; deixa-se arrefecer o provete até à temperatura ambiente, remexendo-o durante o processo (Figura 3.14); pesa-se o provete saturado com a superfície seca e regista-se o valor como M 1 ; seca-se o provete de ensaio em estufa a ºC até massa constante; pesa-se o provete de ensaio seco e regista-se o valor como M 4. 6 De modo a avaliar se o estado de superfície seca foi atingido, coloca-se o molde troncocónico de metal com a maior abertura virada para baixo, sobre a base do tabuleiro. Enche-se livremente o molde troncocónico com parte do provete em processo de secagem e utiliza-se o pilão para apiloar levemente a superfície, com 25 pancadas. Não se completa o enchimento após apiloamento. Levanta-se delicadamente o molde. Caso o agregado mantenha a forma troncocónica, prossegue-se com o processo de secagem e repete-se ensaio do cone até que ocorra deformação do cone de agregado após desmoldagem. 68

93 CAMPANHA EXPERIMENTAL Figura 3.11 Picnómetro com o provete de ensaio (D máx entre 4 mm e 31.5 mm) Figura 3.12 Secagem da superfície dos agregados (D máx entre 4 mm e 31.5 mm) Figura 3.13 Picnómetro com o provete de ensaio (D máx entre mm e 4 mm) Figura Secagem da superfície dos agregados (D máx entre mm e 4 mm) Resultados As massa volúmicas das partículas (ρ a, ρ rd e ρ ssd ), em kilogramas por decímetro cúbico, são calculadas de acordo com as seguintes expressões: M 4 ρa = [ M ( M M )] ρ w (3.29) ρ rd M 4 = [ M ( M M )] ρ w (3.30) ρ ssd M1 = [ M ( M M )] ρ w (3.31) 69

94 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB A absorção de água (em percentagem da massa seca) após imersão em água durante 24 h (WA 24 ) determina-se pela seguinte equação: onde, WA M M = 100 (3.32) M 4 ρ a massa volúmica do material impermeável das partículas (kg/dm 3 ); ρ rd massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/dm 3 ); ρ ssd massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (kg/dm 3 ); ρ w massa volúmica da água à temperatura registada na pesagem de M 2 (kg/dm 3 ); WA 24 absorção de água após imersão em água durante 24 h (%); M 1 massa do agregado saturado com superfície seca (g); M 2 massa do picnómetro, contendo o agregado saturado imerso em água (g); M 3 massa do picnómetro cheio de água (g); M 4 massa do provete de ensaio após secagem em estufa (g) Massa volúmica aparente Objectivo do ensaio A massa volúmica aparente, também denominada de baridade, é um parâmetro fundamental para o estudo da composição do betão, visto não ser possível dispor os agregados sem que existam vazios entre as partículas, influenciando directamente a massa volúmica do betão, bem como a sua capacidade resistente. A massa volúmica aparente depende do grau de compactação dos agregados, da sua curva granulométrica e da forma dos agregados, sendo que teoricamente, quanto maior for a massa volúmica aparente dos agregados, melhor será o desempenho do betão Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2000) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Método para determinação da massa volúmica e dos vazios. 70

95 CAMPANHA EXPERIMENTAL Aparelhos e utensílios Sãos os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC (Figura 3.7); balança de precisão de ± 0.1 % da massa a determinar (Figura 3.10); contentor cilíndrico estanque em aço inoxidável, de volumetria variável com a máxima dimensão dos agregados a ensaiar (vide e NP EN ) Amostras Para a realização deste ensaio, é necessário proceder à preparação de 3 provetes por cada ensaio. As amostras são secas em estufa ventilada a (110 ± 5) ºC até que atinjam massa constante. Por massa constante entenda-se massa cuja variação, medida em pesagens sucessivas intervaladas de pelo menos 1 hora, seja inferior a 0.1%. A redução da amostra, após a secagem, deve permitir obter um provete de ensaio com uma massa compreendida entre 120 e 150% da massa necessária para encher o recipiente de ensaio. As volumetrias mínimas do recipiente de ensaio, correspondentes às diferentes dimensões máximas dos agregados, encontram-se no Quadro Quadro 3.15 Volumetria do recipiente de ensaio (massa volúmica aparente) Dimensão máxima Volumetria mínima D máx (mm) do recipiente (l) Caso o valor de D máx não se encontre no Quadro 3.15, a massa mínima do provete de ensaio pode ser interpolada através dos valores de massa presentes no referido quadro Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: elaboram-se os provetes de ensaio, como descrito no ponto anterior ( ); pesa-se o recipiente vazio e limpo, e regista-se o valor como M 1 ; enche-se o recipiente até transbordar com um provete de ensaio, sem qualquer compactação do material; 71

96 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB remove-se o material excedente, procedendo-se ao nivelamento da superfície; pesa-se o recipiente cheio e regista-se o valor como M 2 ; repete-se o mesmo procedimento para os restantes 2 provetes de ensaio. Figura 3.15 Amostras em estufa Figura 3.16 Colocação do provete de ensaio no recipiente Resultados A massa volúmica aparente de cada provete de ensaio é calculada com base na seguinte expressão: ρ M M 2 1 i = (3.33) Vr sendo que a massa volúmica aparente do agregado é a média dos 3 provetes de ensaio: ρ ρ + ρ + ρ MVA = (3.34) onde, ρ MVA massa volúmica aparente do agregado (kg/dm 3 ); ρ i massa volúmica do provete de ensaio i (kg/dm 3 ); M 1 massa do recipiente de ensaio (kg); M 2 massa do recipiente de ensaio com o provete de ensaio (kg); V r volume do recipiente de ensaio (dm 3 ). 72

97 CAMPANHA EXPERIMENTAL Desgaste de Los Angeles Objectivo do ensaio Este ensaio tem por finalidade determinar a perda de massa de um dado agregado após um ciclo de rotações num tambor cilíndrico (máquina de Los Angeles). A utilidade deste ensaio deve-se aos bons resultados que se obtém, existindo uma boa correlação com o desgaste do agregado quando usado no betão, bem como com as tensões de rotura de compressão e flexão do mesmo Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela especificação do LNEC 7 desgaste pela máquina de Los Angeles. E-237 (1970) Ensaio de Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC (Figura 3.7); peneiros da série ASTM; máquina de peneirar (Figura 3.9); balança de precisão de ± 1g; carga abrasiva constituída por esferas de aço (de 6 a 12, dependendo da composição granulométrica do provete de ensaio); máquina de Los Angeles (Figura 3.17). Figura 3.17 Máquina de Los Angeles 7 Laboratório Nacional de Engenharia Civil 73

98 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Amostras As amostras devem ser lavadas e posteriormente secadas em estufa ºC até ser atingida massa constante. Por massa constante entenda-se massa cuja variação, medida em pesagens sucessivas intervaladas de pelo menos 1 hora, seja inferior a 0.1%. De seguida, procede-se à peneiração da amostra, segundo as fracções especificadas na série ASTM. Forma-se o provete de ensaio pesando destas fracções as quantidades fixadas pela norma LNEC E-237, segundo a composição granulométrica que mais se adaptar à do agregado a ser ensaiado. Regista-se a massa do provete de ensaio como m 1. Figura 3.18 Lavagem das amostras Figura 3.19 Provete de ensaio, antes de ser inserido na máquina de Los Angeles Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: elabora-se o provete de ensaio, conforme descrito no ponto anterior ( ); constitui-se a carga abrasiva correspondente ao provete de ensaio (vide especificação LNEC E-237); introduz-se o provete de ensaio e a carga abrasiva na câmara da máquina de Los Angeles, com o especial cuidado de distribuir uniformemente a carga abrasiva pelo comprimento do cilindro (Figura 3.20 e Figura 3.21Figura 3.20); 74

99 CAMPANHA EXPERIMENTAL coloca-se a tampa na abertura e inicia-se o funcionamento da máquina; o cilindro deve efectuar, à velocidade de 30 a 33 rpm, 500 rotações no caso das composições granulométricas A, B, C e D, e 1000 rotações no caso das composições granulométricas E, F, G (vide especificação LNEC E-237); retira-se o material do interior da câmara e procede-se à sua peneiração no peneiro de 1.68 mm (n.º 12) (Figura 3.22); de forma a proteger a frágil malha do referido peneiro, é aconselhável colocar-se um peneiro de maior abertura sobre o primeiro; procede-se à lavagem do material sobre o peneiro 1.68 mm (n.º 12) (Figura 3.23); seca-se em estufa a ºC até massa constante; pesa-se o material e regista-se a sua massa como m 2. Figura 3.20 Colocação do provete de ensaio no interior da câmara Figura 3.21 Colocação da carga abrasiva no interior da câmara Figura 3.22 Peneiração do material após desgaste Figura 3.23 Lavagem do material após desgaste e peneiração 75

100 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resultados A perda por desgaste na máquina de Los Angeles, expressa em percentagem, é dada por: onde, m m m 1 2 m 1 massa do provete de ensaio (g); m 2 massa do material retido no peneiro 1.68 mm (n.º 12) (g) (3.35) Teor de humidade Objectivo do ensaio A determinação do teor de humidade dos agregados assume uma importância vital no que toca aos agregados reciclados. Se, por um lado, a absorção de água dos agregados naturais é geralmente baixa, por outro, os seus homólogos reciclados apresentam uma elevada absorção de água, devido à sua porosidade, e deste modo uma maior susceptibilidade de variações de teor de humidade. De modo a manter a relação água / cimento proposta no ponto , com uma correcta saturação dos agregados e hidratação do cimento, é necessário proceder a uma compensação de água durante o processo de amassadura. O cálculo desta compensação assenta na absorção de água (vide 3.5.2) e no teor de humidade registados pelos agregados Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2002) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 5: Determinação do teor de humidade por secagem em estufa ventilada Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC (Figura 3.7); balança de precisão de ± 0.1 % da massa a determinar (Figura 3.10). 76

101 CAMPANHA EXPERIMENTAL Amostras A massa mínima do provete de ensaio, em kilogramas, é determinada através do valor da abertura da malha do peneiro de maior abertura (D), em milímetros, do seguinte modo: D 1.0 mm: massa mínima de 0.2 D (kg); D < 1.0 mm: massa mínima de 0.2 kg Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: elabora-se o provete de ensaio, como descrito no ponto anterior ( ); pesa-se o provete de ensaio e regista-se a sua massa como M 1 ; seca-se em estufa a (110 ± 5) ºC até massa constante 8 ; pesa-se o provete de ensaio e regista-se a sua massa como M Resultados O valor do teor de humidade (w) corresponde à massa de água do provete de ensaio expressa em percentagem da massa do provete seco, ou seja: onde, w M M 1 2 = (3.36) M 2 w teor de humidade do agregado, em percentagem da massa do agregado seco (%); M 1 massa do provete de ensaio (g); M 2 massa constante do provete de ensaio seco (g) Índice de forma Objectivo do ensaio O índice de forma é um parâmetro importante a ser determinado, visto encontrar-se directamente relacionado com a compacidade final do betão, bem como a sua trabalhabilidade no estado fresco. Este ensaio efectua-se em fracções granulométricas d i /D i, onde D i 63 mm e d i 4 mm. 8 Por massa constante entenda-se massa cuja variação, medida em pesagens sucessivas intervaladas de pelo menos 1 hora, seja inferior a 0.1%. 77

102 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2002) Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 4: Determinação da forma das partículas Índice de forma Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC (Figura 3.7); peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN (Figura 3.8); máquina de peneirar (Figura 3.9); balança de precisão de ± 0.1 % da massa a determinar; paquímetro Amostras As amostras são secas em estufa ventilada a (110 ± 5) ºC até que atinjam massa constante. Por massa constante entenda-se massa cuja variação, medida em pesagens sucessivas intervaladas de pelo menos 1 hora, seja inferior a 0.1%. Em seguida, procede-se à peneiração da amostra, de forma a assegura a completa separação de partículas superiores a 4 mm. Rejeitam-se as partículas retidas no peneiro 63 mm e as passadas no peneiro de 4 mm. A redução da amostra, após a secagem, deve permitir obter um provete de ensaio com massa superior à mínima, mas sem valor exacto predeterminado. Os valores mínimos, correspondentes às diferentes dimensões máximas dos agregados, encontram-se no Quadro Quadro 3.16 Massa dos provetes de ensaio (índice de forma) Dimensão máxima Massa mínima D máx (mm) do provete (kg) ,1 Caso o valor de D máx não se encontre no Quadro 3.16, a massa mínima do provete de ensaio pode ser interpolada através dos valores de massa presentes no referido quadro. Regista-se a massa do provete de ensaio como M 0. 78

103 CAMPANHA EXPERIMENTAL Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: elabora-se o provete de ensaio, como descrito no ponto anterior ( ); regista-se a massa de cada fracção granulométrica d i /D i como M 1i e calcula-se a sua percentagem V 1i relativamente à massa M 0 do provete de ensaio; despreza-se qualquer fracção d i /D i que contenha menos de 10% de M 0 ; mede-se o comprimento L e a espessura E de cada partícula, utilizado um paquímetro quando necessário, e separam-se as partículas com uma relação dimensional L/E > 3; estas partículas são classificadas como não-cúbicas; regista-se a massa de partículas não-cúbicas de cada fracção granulométrica d i /D i como M 2i. Figura 3.24 Separação das partículas nãocúbicas Figura 3.25 Pesagem do material, após separação Resultados O índice de forma SI calcula-se segundo a seguinte equação: SI M 2i = M 1i 100 (3.37) onde, M 1i somatório das massas das partículas de cada uma das fracções granulométricas ensaiadas (g); M 2i somatório das massas das partículas não-cúbicas de cada uma das fracções granulométricas ensaiadas (g). 79

104 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Evolução da absorção de água Objectivo do ensaio Este ensaio tem por objectivo determinar a evolução da absorção de água por parte dos AGRB ao longo do tempo, de forma a antever o seu comportamento aquando da sua incorporação na amassadura. Como referido, devido à maior absorção de água por parte dos AGRB, será adicionada uma quantidade de água durante o processo de amassadura, de forma a manter a trabalhabilidade nos betões com incorporação de AGRB e à relação efectiva a /c não ser afectada. Por outras palavras, a quantidade de água livre na amassadura é igual à quantidade de água total deduzida da parcela absorvida pelos AGRB, pelo que é de vital importância perceber a evolução desta absorção ao longo do tempo. Relativamente aos AGP, não foi realizado nenhum ensaio sobre estes, visto a absorção de água ser desprezável e bastante mais lenta Normas de ensaio A determinação da evolução da absorção de água ao longo do tempo ainda não se encontra abrangida por nenhuma norma. Deste modo, adoptou-se a metodologia proposta por Ferreira (2007), sendo esta uma adaptação da proposta por Leite (2001) e do procedimento de ensaio realizado por Gomes (2007). A impossibilidade de obter o valor real de absorção de água nos instantes iniciais, devido à instabilidade do registo da balança, motivou que este ensaio fosse baseado no registo das absorções relativas ao longo do tempo (FERREIRA, 2007). A duração de ensaio estabelecida por Ferreira (2007) é de 30 minutos, por se prever que a maior parte da absorção de água dos AGRB ocorra neste período e por cobrir o tempo necessário para a amassadura e a realização dos ensaios de abaixamento e massa volúmica do betão fresco. Recorreu-se à norma NP EN (2003) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação da massa volúmica e da absorção de água., para se determinar a massa mínima da amostra representativa dos AGRB. 80

105 CAMPANHA EXPERIMENTAL Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC (Figura 3.15); balança de precisão de ± 0.1 % da massa a determinar, com cabo para suspensão; cesto de rede (Figura 3.26); tanque de água (Figura 3.26); pano absorvente Amostras A amostra representativa da mistura de agregado deve apresentar-se nas condições de incorporação e com uma massa de acordo com o estabelecido pela NP EN , sendo que valores de massa mínimos, correspondentes às diferentes dimensões máximas dos agregados, se encontram expostos no Quadro 3.14, sub-capítulo Caso o valor de D máx não se encontre no Quadro 3.14, a massa mínima do provete de ensaio pode ser interpolada através dos valores de massa presentes no referido quadro. Regista-se a massa do provete de ensaio como M Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: elabora-se o provete de ensaio, como descrito no ponto anterior ( ); coloca-se o provete de ensaio dentro do cesto de rede; coloca-se o cesto, contendo a amostra, no tanque com água, suspenso por um cabo à balança (Figura 3.26); regista-se a primeira pesagem ao fim de 10 segundos; realizam-se as seguintes pesagens de 10 em 10 segundos até aos 5 minutos; de 20 em 20 segundos dos 5 aos 10 minutos, de 30 em 30 segundos dos 10 aos 20 minutos e de 60 em 60 segundos dos 20 até aos 30 minutos; registam-se as massas indicadas como m 00:10, m 00:20,, m mm:ss,, m 30:00 ; remove-se o cesto, contendo a amostra saturada, da água; despeja-se o provete de ensaio sobre um pano absorvente, procedendo-se à secagem das partículas de agregado até que seja atingida a condição de superfície seca (Figura 3.27); regista-se a massa da amostra saturada com superfície seca como M 1. 81

106 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Figura 3.26 Colocação do cesto de rede no tanque com água Figura 3.27 Secagem das partículas de agregado Resultados A quantidade total de água absorvida no instante t (A t ) é determinada pela seguinte equação: sendo que, A = A ( m m ) (3.38) t 30 30:00 A M - M t = (3.39) As percentagens de água absorvida no instante t, relativamente à massa inicial de agregado (WA t ) e ao potencial de absorção de água do agregado (WA tr ), são determinadas pelas seguintes fórmulas: At WAt = 100 (3.40) M 0 onde, WA tr WAt = 100 (3.41) WA 24 M 0 massa da amostra de agregado, nas condições de incorporação (g); M 1 massa da amostra de agregado saturado com superfície seca (g); m t massa da amostra imersa em água, no instante t (g); m 30:00 massa da amostra imersa em água, ao fim de 30 minutos (g); A 30 quantidade total de água absorvida após 30 minutos de imersão em água (g); A t quantidade total de água absorvida no instante t (g); WA 24 absorção de água após imersão em água durante 24 h (%); WA t absorção de água no instante t, relativamente à massa inicial de agregado (%); WA tr absorção de água no instante t, relativamente à absorção potencial. 82

107 CAMPANHA EXPERIMENTAL 3.6 ENSAIOS AO BETÃO FRESCO Esta campanha experimental tem como objectivo a comparação das propriedades mecânicas dos diferentes betões produzidos, sendo a substituição de agregados naturais pelos seus homólogos reciclados variável (0, 20, 50 e 100 %), e sujeitos a 4 ambientes de cura distintos. De modo a poder realizar-se uma análise correcta e precisa sobre a influência destes dois parâmetros, é necessário reduzir ao mínimo a influência de factores externos e que os betões produzidos sejam o mais análogos possível. Desta forma, optou-se por controlar a trabalhabilidade (através do ensaio de abaixamento) e a massa volúmica dos diferentes betões produzidos Abaixamento (cone de Abrams) Objectivo do ensaio A trabalhabilidade do betão no estado fresco foi um dos parâmetros que se optou por manter constante durante a campanha experimental, de modo a aferir a manutenção da relação água / ligante constante em todas as amassaduras produzidas. Numa primeira fase, realizaram-se algumas amassaduras de teste, com o objectivo de avaliar e corrigir a composição de cada um dos betões, de modo a obter-se a trabalhabilidade correcta. Para tal, recorreu-se ao ensaio de abaixamento medido através do cone de Abrams e estipulou-se que o resultado de abaixamento fosse de 80 ± 10 mm Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2002) Ensaios do betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: molde de metal de forma troncocónica, com um diâmetro interno na base de (200 ± 2) mm, diâmetro interno no topo de (100 ± 2 ) mm e uma altura de (300 ± 2) mm; o material que o constitui não deverá ser facilmente atacável pela pasta de cimento, e o seu interior deve ser liso e convenientemente rectificado, sem rebites ou mossas; 83

108 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB deverá ser provido de duas pegas perto do topo e elemento de fixação ou abas para colocar os pés junto à base, de modo a estabilizar o molde (Figura 3.28); varão de compactação, com um diâmetro de (16 ± 1) mm e comprimento de (600 ± 5) mm e com as extremidades arredondadas (Figura 3.28); funil, que permita ser acoplado ao topo do molde tronco-cónico (Figura 3.28); régua, com divisões menores ou iguais a 5 mm, para a medição da altura do cone de betão fresco; placa / superfície, não absorvente, rígida, plana, sobre a qual é colocado o molde (Figura 3.28); colher de pedreiro; pá; pano molhado; cronómetro Amostras A amostra é composta por um número de tomas distribuídas através do volume de betão fresco, devendo esta ser protegida de qualquer contaminação, ganho ou perda de água e variações extremas de temperatura, durante todo o processo de amostragem, transporte e manuseamento Procedimento de ensaio É o seguinte o procedimento de ensaio: humedece-se o molde troncocónico e a placa / superfície; coloca-se o molde sobre a placa / superfície; enche-se o molde com amostra recolhida, conforme especificado no ponto , sendo o enchimento faseado por 3 camadas, cada uma com aproximadamente um terço da altura do molde após compactação; compacta-se cada camada com 25 pancadas através do varão de compactação, sendo estas distribuídas sobre a secção transversal de cada camada; compacta-se a segunda camada e a camada do topo em toda a sua espessura, para que o varão penetre no interior da camada imediatamente adjacente; no preenchimento e compactação da camada do topo, deve amontoar-se o betão acima do molde antes de iniciar a compactação; durante o processo de enchimento, deve manter-se o molde fixo contra a placa / superfície com os pés sobre as abas (ou com os elementos de fixação); após compactação da camada de topo, rasa-se a superfície de betão através de movimentos de rolamento com o varão de compactação; 84

109 CAMPANHA EXPERIMENTAL remove-se o excesso de betão da placa / superfície; remove-se o molde, subindo cuidadosamente na vertical; toda a operação de desmoldagem deve ser executada entre 5 a 10 s, através de um movimento firme para cima, sem qualquer transmissão de movimentos laterais ou torsionais ao betão; a execução da operação, desde o enchimento até à remoção do molde, deve ser executada sem qualquer interrupção e com uma duração máxima de 150 s; após remoção do molde, mede-se e regista-se o abaixamento (h) (Figura 3.29). Figura 3.28 Equipamento para o ensaio de abaixamento Figura 3.29 Medição do abaixamento sofrido pelo betão Resultados O abaixamento (h) é determinado através da diferença entra a altura do molde, 300 mm, e o ponto mais alto do provete que abaixou. O ensaio só é válido no caso de se verificar um abaixamento verdadeiro, no qual o betão permaneça substancialmente intacto e simétrico, de acordo com a Figura 3.30(a). Se o provete se deformar de acordo com a Figura 3.30(b), deve recolher-se outra amostra e repetir o procedimento. Figura 3.30 Formas de abaixamento 85

110 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Massa volúmica Objectivo do ensaio Tal como referido, a par do ensaio de abaixamento, a determinação da massa volúmica das diferentes composições e amassaduras servirá de parâmetro de controlo entre os diferentes betões produzidos. Este ensaio tem como objectivo a determinação da massa volúmica do betão, parâmetro que influencia não só a sua trabalhabilidade, pois afecta a necessidade de compactação, mas também o seu desempenho futuro, após endurecimento (NEVILLE, 1981) Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2002) Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: recipiente, estanque, de rigidez suficiente para manter a forma, feito de metal não atacável facilmente pela pasta de cimento, com a face interna lisa e bordo superior com acabamento plano; o volume do recipiente não deve ser inferior a 5 l (no presente estudo foi utilizado um recipiente com uma volumetria de 10 l); dispositivo de compactação do betão, sendo que no presente estudo se utilizou um vibrador de agulha; balança de precisão de ± 0.1 % da massa a determinar; rasoira, feita de aço; colher de pedreiro; pá; pano molhado Amostras A amostra é composta por um número de tomas distribuídas através do volume de betão fresco, devendo esta ser protegida de qualquer contaminação, ganho ou perda de água e variações extremas de temperatura, durante todo o processo de amostragem, transporte e manuseamento. 86

111 CAMPANHA EXPERIMENTAL Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: pesa-se o recipiente, vazio, e regista-se a sua massa como M 1 ; enche-se o recipiente com amostra recolhida, conforme especificado no ponto , sendo o enchimento faseado por 2 camadas com compactação; após a deposição de cada camada, procede-se à sua compactação, sem que esta produza segregação excessiva nem exsudação; caso a vibração seja efectuada com vibrador de agulha, esta deve ser durante o mínimo tempo necessário para atingir a completa compactação do betão, evitando vibrações excessivas, de modo a não causar perda do ar introduzido no betão; deve assegurar-se que a agulha é mantida na posição vertical e que não entre em contacto com o fundo ou paredes do recipiente (Figura 3.31); após o enchimento total do recipiente, procede-se ao nivelamento da superfície com auxílio da colher de pedreiro e da rasoira (Figura 3.32); enxagua-se bem o exterior do recipiente, com auxílio de um pano molhado, de forma a remover os restos de betão (Figura 3.33); pesa-se o recipiente com o betão fresco e regista-se a sua massa como M 2 (Figura 3.34). Figura 3.32 Nivelamento da superfície Figura 3.31 Vibração do provete de ensaio Figura 3.33 Limpeza do exterior do recipiente Figura 3.34 Pesagem do recipiente com o betão fresco 87

112 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resultados A massa volúmica é determinada através da seguinte fórmula: onde, D M M V 2 1 = (3.42) D massa volúmica do betão fresco (kg/m 3 ); M 1 massa do recipiente (kg); M 2 massa do recipiente com o provete de betão fresco (kg); V R volume do recipiente (m 3 ). R 3.7 ENSAIOS AO BETÃO ENDURECIDO Os ensaios efectuados sobre betões em estado endurecido têm como objectivo avaliar o seu comportamento em condições de serviço, ou seja, quando estiverem a desempenhar as funções para as quais foram concebidos. As propriedades do betão endurecido podem ser divididas em dois grupos: propriedades mecânicas e propriedades de durabilidade, sendo que o presente estudo apenas foca as propriedades mecânicas Resistência à compressão Objectivo do ensaio Tal como o nome indica, este ensaio tem por objectivo determinar a capacidade resistente dos diferentes betões sob tensão uniforme de compressão. Este objectivo é conseguido levando os provetes até à rotura e registando a carga última a que resistem Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2003) Ensaios ao betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio. Os aspectos relativos à geometria e dimensões dos provetes de ensaio encontram-se descritos na NP EN (2003) Ensaios ao betão endurecido. Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o ensaio de provetes e para os moldes. 88

113 CAMPANHA EXPERIMENTAL Relativamente à execução e cura dos provetes de ensaio, os métodos encontram-se especificados na NP EN (2003) Ensaios ao betão endurecido. Parte 2: Execução e cura dos provetes de ensaio de resistência mecânica. Visto o presente estudo incidir na influência de diferentes ambientes de cura na resistência mecânica dos betões com agregados reciclados, a metodologia expressa na referida norma não foi seguida na íntegra Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: prensa hidráulica de 4 colunas, com velocidade de carregamento controlável, conforme com a norma NP EN (Figura 3.35 e Figura 3.36); pano para limpeza dos provetes; balança de precisão de ± 0.1% da massa a determinar. Figura 3.35 Prensa hidráulica de 4 colunas Figura 3.36 Controlo da prensa hidráulica de 4 colunas Provetes de ensaio Este ensaio foi realizado em provetes cúbicos de 150 mm de aresta, após período de cura. O período de cura é variável (7, 28 e 56 dias) bem como as condições desta (LCC, OEC, WCC e WIC), sem esquecer que existem 4 padrões de substituição de agregados grossos naturais pelos seus homólogos reciclados (0, 20, 50 e 100%), como descrito no ponto 3.1. Deste modo, estipulou-se que, para cada ambiente de cura e para cada nível de substituição de agregados, seriam ensaiados 3 provetes aos 7 dias, 5 provetes aos 28 dias e 3 provetes 89

114 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB aos 56 dias (Quadro 3.17), ou seja, 44 provetes por cada ambiente de cura (divididos em 11 provetes por cada nível de substituição), que no total perfazem 176 provetes de ensaio. Na 3.ª fase da campanha experimental, que teve como objectivo avaliar e corrigir a composição de cada um dos betões de modo a obter-se a trabalhabilidade estipulada, realizaram-se 4 provetes, por cada tipo de cura e por cada nível de substituição, a serem ensaiados após 28 dias de cura. Estes ensaios servem somente para despistar algum factor anómalo durante a amassadura e cura do betão. Quadro 3.17 Quantidade, dimensões e idade dos provetes (ensaio compressão) Ensaio Idade (dias) N.º Forma e dimensões (mm) 3.ª Fase Resistência à compressão 28 4 Cúbico, ª Fase Resistência à compressão Cúbico, 150 Nota: este quadro refere-se apenas a um ambiente de cura e a um nível de substituição de agregados grossos. Todos os provetes foram mantidos durante 24 horas na zona de betonagem, ou seja, em ambiente LCC (laboratory conditions curing cura em ambiente de laboratório), de modo a adquirem endurecimento suficiente (presa) para poderem ser desmoldados e transportados até à zona de cura Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: após período de cura, retira-se o provete do ambiente de cura; remove-se o excesso de humidade e/ou sujidade do provete; pesa-se e regista-se a massa do provete como M (Figura 3.37) (este parâmetro não tem influência directa nos resultados do ensaio, mas é útil para aferir a fiabilidade de um resultado anómalo, em virtude de se poder, por comparação relativa dos pesos dos provetes, detectar a existência de vazios de dimensão significativa que justifique tal ocorrência); limpam-se cuidadosamente todas as superfícies da máquina de ensaio; posiciona-se o provete centrado relativamente ao prato inferior e de forma à carga ser aplicada perpendicularmente à direcção de moldagem, sem uso de calço entre o provete e os pratos da máquina de ensaio; aplica-se a carga a uma velocidade constante de 0.2 a 1 MPa/s, de forma contínua e sem choques, até que não seja possível aplicar uma carga maior (no presente estudo, foi utilizada uma velocidade de carga de 11.3 kn/s, que corresponde a aproximadamente a 0.5 MPa/s) (Figura 3.38); 90

115 CAMPANHA EXPERIMENTAL regista-se a carga máxima atingida como F; repetem-se todos procedimentos descritos para todos os provetes a ensaiar. Figura 3.37 Pesagem do provete Figura 3.38 Rotura do provete (ensaio de compressão) Após o ensaio de cada provete, deve avaliar-se a configuração de rotura do mesmo, de modo a avaliar se esta é satisfatória (Figura 3.39) ou não satisfatória (Figura 3.40), conforme estipulado na norma NP EN Figura 3.39 Roturas satisfatórias de provetes cúbicos Figura 3.40 Roturas não satisfatórias de provetes cúbicos 91

116 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resultados A resistência à compressão de cada provete é dada pela seguinte equação: onde, f c F A = (3.43) c f c resistência à compressão do provete (MPa ou N/mm 2 ); F carga máxima (N); A c área da secção transversal do provete na qual a força foi aplicada (mm 2 ) Resistência à tracção por compressão diametral Objectivo do ensaio A tensão de rotura do betão à tracção pode ser obtida por várias metodologias, sendo as mais frequentes as relacionadas com ensaios de tracção pura (de difícil execução), ensaios de flexão simples e ensaios de compressão diametral. A par deste ensaio, realizou-se o de determinação do módulo de elasticidade, sobre provetes cilíndricos, ensaio este não destrutivo. Deste modo, optou-se por realizar o ensaio de compressão diametral, para a determinação da resistência à tracção, visto que permite a reutilização dos provetes cilíndricos do ensaio do módulo de elasticidade. Este ensaio submete o provete cilíndrico a uma força de compressão aplicada numa estreita zona ao longo do seu comprimento, que gera tensões ortogonais que provocam a rotura do provete por tracção Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma NP EN (2003) Ensaios ao betão endurecido. Parte 6: Resistência à tracção por compressão dos provetes. Os aspectos relativos à geometria e dimensões dos provetes de ensaio encontram-se descritos na NP EN (2003) Ensaios ao betão endurecido. Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o ensaio de provetes e para os moldes. 92

117 CAMPANHA EXPERIMENTAL Relativamente à execução e cura dos provetes de ensaio, os métodos encontram-se especificados na NP EN (2003) Ensaios ao betão endurecido. Parte 2: Execução e cura dos provetes de ensaio de resistência mecânica. Visto o presente estudo incidir na influência de diferentes ambientes de cura na resistência mecânica dos betões com agregados reciclados, a metodologia expressa na referida norma não foi seguida na íntegra Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: prensa hidráulica de 4 colunas, com velocidade de carregamento controlável, conforme com a norma NP EN (Figura 3.42); posicionador (opcional), estrutura de suporte dos provetes em aço (Figura 3.41 e Figura 3.43); peça de carga em aço; faixas de cartão prensado, conforme a NP EN 316; pano para limpeza dos provetes. Figura 3.41 Exemplo ilustrativo de um posicionador (NP EN ) Figura 3.42 Prensa hidráulica de 4 colunas e respectivo controlador Figura 3.43 Posicionador e faixas de cartão prensado utilizadas 93

118 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Provetes de ensaio Este ensaio foi realizado em provetes cilíndricos, com um diâmetro de 150 mm e 300 mm de altura, após período de cura. O período de cura foi de 28 dias, sendo que as condições desta são variáveis (LCC, OEC, WCC e WIC), sem esquecer que existem 4 padrões de substituição de agregados grossos naturais pelos seus homólogos reciclados (0, 20, 50 e 100%), como descrito no ponto 3.1. Deste modo, estipulou-se que, para cada ambiente de cura e para cada nível de substituição de agregados, seriam ensaiados 3 provetes aos 28 dias, ou seja, 12 provetes por cada ambiente de cura (divididos em 3 provetes por cada nível de substituição), que no total perfazem 48 provetes de ensaio. Dos 3 provetes necessários para este ensaio, 2 foram também utilizados no ensaio de determinação do módulo de elasticidade, ensaio não destrutivo e realizado igualmente após 28 dias de cura. Todos os provetes foram mantidos durante 24 horas na zona de betonagem, ou seja, em ambiente LCC (laboratory conditions curing cura em ambiente de laboratório), de modo a adquirem endurecimento suficiente (presa) para poderem ser desmoldados e transportados até à zona de cura Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: após período de cura, retira-se o provete do ambiente de cura; remove-se o excesso de humidade e/ou sujidade do provete; limpam-se cuidadosamente todas as superfícies da máquina de ensaio; coloca-se o provete em posição central na máquina de ensaio, usando o posicionador (opcional) (Figura 3.44); posiciona-se as faixas de cartão prensado e a peça de carga ao longo do topo e da base do plano de carregamento do provete; assegura-se que o prato superior se encontra paralelo ao inferior durante a aplicação da carga; aplica-se a carga a uma velocidade constante de 0.04 a 0.06 MPa/s, de forma contínua e sem choques, até que não seja possível aplicar uma carga maior (no presente estudo, foi utilizada uma velocidade de carga de 1.3 kn/s, que corresponde a aproximadamente a MPa/s) (Figura 3.45); regista-se a carga máxima atingida como F; repetem-se todos procedimentos descritos para todos os provetes a ensaiar. 94

119 CAMPANHA EXPERIMENTAL Figura 3.44 Posicionamento do provete Figura 3.45 Rotura do provete (ensaio de tracção por compressão diametral) Resultados A resistência à tracção por compressão de cada provete é dada pela seguinte equação: onde, f ct 2 F = (3.44) π L d f ct resistência à tracção por compressão diametral (MPa ou N/mm 2 ); F carga máxima (N); L comprimento da linha de contacto do provete (mm); d dimensão da secção transversal (mm) Módulo de elasticidade Objectivo do ensaio A determinação do módulo de elasticidade do betão tem por objectivo determinar a deformabilidade que este possui, parâmetro que afecta a resposta das estruturas às solicitações que lhes são impostas, tanto ao nível das deformações como na distribuição dos esforços. A relação tensão / extensão (σ/ε) de um betão não é linear, pelo que não existe objectivamente um módulo de elasticidade constante neste material. Está genericamente aceite que são 95

120 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB passíveis de ser quantificados dois tipos de módulos de elasticidade: o módulo de elasticidade tangente à curva σ/ε na origem e o módulo de elasticidade secante, definido pela tangente do ângulo feito pelo eixo das abcissas e a recta que passa na origem e cruza o diagrama σ/ε a um nível estipulado de tensão. O presente ensaio permite obter o módulo de elasticidade secante do betão em compressão, após um número especificado de ciclos de carga, para um nível de tensão na ordem de 1/3 da resistência média à compressão (f cm ) Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma LNEC E-397 Betões: Determinação do módulo de elasticidade em compressão. Relativamente à execução e cura dos provetes de ensaio, visto o presente estudo incidir na influência de diferentes ambientes de cura na resistência mecânica dos betões com agregados reciclados, a metodologia expressa na referida norma não foi seguida na íntegra Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: prensa hidráulica (Figura 3.46); data logger, acoplado à prensa hidráulica, que irá interpretar e transmitir para um PC os sinais eléctricos emitidos pelos sensores de leitura (Figura 3.48); extensómetros eléctricos (tipo TML PFL LT); pano para limpeza dos provetes Provetes de ensaio Este ensaio foi realizado em provetes cilíndricos, com um diâmetro de 150 mm e 300 mm de altura, após período de cura. O período de cura foi de 28 dias, sendo que as condições desta são variáveis (LCC, OEC, WCC e WIC), sem esquecer que existem 4 padrões de substituição de agregados grossos naturais pelos seus homólogos reciclados (0, 20, 50 e 100%), como descrito no ponto

121 CAMPANHA EXPERIMENTAL Deste modo, estipulou-se que, para cada ambiente de cura e para cada nível de substituição de agregados, seriam ensaiados 2 provetes aos 28 dias, ou seja, 8 provetes por cada ambiente de cura (divididos em 2 provetes por cada nível de substituição), que no total perfazem 32 provetes de ensaio. Após a realização deste ensaio (não destrutivo), os provetes foram reutilizados no ensaio de tracção por compressão diametral (destrutivo), igualmente realizado após 28 dias de cura. Todos os provetes foram mantidos durante 24 horas na zona de betonagem, ou seja, em ambiente LCC (laboratory conditions curing cura em ambiente de laboratório), de modo a adquirem endurecimento suficiente (presa) para poderem ser desmoldados e transportados até à zona de cura Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: após período de cura, retira-se o provete do ambiente de cura; rectificam-se as faces transversais do provete, de modo que fiquem lisas e paralelas (após rectificação, deve esperar-se que o provete seque); remove-se o excesso de humidade e/ou sujidade do provete; aplicam-se 2 extensómetros, diametralmente opostos, no provete; limpa-se cuidadosamente todas as superfícies da máquina de ensaio; posiciona-se o provete, de modo a que a aplicação da carga seja a mais centrada possível, com auxílio de uma rótula metálica que apenas permite a passagem de esforço axial (Figura 3.47); de modo a verificar o correcto posicionamento do provete, a variação de extensão nos dois extensómetros ( ε ext1 - ε ext2 ), após um ciclo de carga, não deve diferir mais do que 10%; aplica-se um ciclo de carga no provete, fazendo variar a tensão entre 0.5 a 1.0 MPa (σ i = 0.5 a 1.0 MPa) e 1/3 da tensão média de resistência à compressão (σ f = f c / 3); registam-se as extensões iniciais e finais obtidas, assim como as tensões aplicadas; efectua-se outro ciclo de carga; após cada ciclo, verifica-se a diferença entre a média das variações de extensão do presente ciclo e do ciclo anterior ( ε i - ε i+1 ), sendo que esta deve ser inferior a ; caso o valor seja superior, deve repetir o ciclo de carga (vide expressão (3.45)); efectuam-se os ciclos necessário, até que ponto anterior ( ε i - ε i+1 < ) seja verificado entre dois ciclos sucessivos. 97

122 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Figura 3.47 Rótula metálica Figura 3.46 Prensa hidráulica com provete Figura 3.48 PC e data logger (à esquerda) e controlo da prensa hidráulica (à direita) Resultados Considerando que a diferença entre as médias das variações de dois ciclos consecutivos é inferior a (vide expressão (3.45)): ε ε + ε ε + ε ext1 ext 2 ext1 ext 2 i εi+ 1 = 2 i 2 i (3.45) o módulo de elasticidade em compressão (E C ), em GPa, é definido pela seguinte expressão: E C σ σ σ = = 10 ε ε ε f, n i, n 3 f, n i, n (3.46) onde, E C módulo de elasticidade em compressão (GPa); σ i,n tensão inicial aplicada no ciclo n (MPa); σ f,n tensão máxima aplicada no ciclo n (MPa); ε i,n extensão para a tensão σ i,n registado no ciclo n; ε f,n extensão para a tensão σ f,n registada no ciclo n. 98

123 CAMPANHA EXPERIMENTAL Resistência à abrasão Objectivo do ensaio O intuito deste ensaio é a caracterização dos betões quanto à sua resistência ao desgaste por abrasão. A capacidade de um betão suportar acções que provoquem desagregação ou perda de secção, é especialmente importante em elementos estruturais de betão à vista, cuja superfície destes esteja sob uma erosão contínua, como é o caso de pavimentos ou canais hidráulicos, e ainda em betões não estruturais utilizados como elementos de revestimento Normas de ensaio A metodologia de ensaio é fixada pela norma DIN Testing of inorganic non-metallic materials. Wear test with grinding wheel according to Böhme Aparelhos e utensílios São os seguintes os aparelhos e utensílios utilizados: máquina de abrasão de Böhme, também designada de disco de Böhme (Figura 3.49); pó abrasivo (Figura 3.52); estufa ventilada à temperatura de (110 ± 5) ºC; balança de precisão de ± 0.1 g; paquímetro; escova para limpeza da maquina de abrasão e provetes; pano para limpeza dos provetes. Figura 3.49 Máquina de abrasão de Böhme 99

124 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Provetes de ensaio Este ensaio foi realizado em provetes paralelepipédicos, de base quadrada de (71 ± 1.5) mm de aresta (o que corresponde a uma área de teste de (50 ± 2) cm 2 ) e altura de ± 50 mm, como se pode observar na Figura De referir que a altura do provete não é normalizada, devendo apenas permitir a sua manutenção estrutural ao longo do desgaste, e a face de teste deve ser paralela à face de topo. O período de cura mínimo é de 91 dias, sendo que as condições desta são variáveis (LCC, OEC, WCC e WIC), sem esquecer que existem 4 padrões de substituição de agregados grossos naturais pelos seus homólogos reciclados (0, 20, 50 e 100%), como descrito no ponto 3.1. Deste modo, estipulou-se que, para cada ambiente de cura e para cada nível de substituição de agregados, seriam ensaiados 3 provetes após 91 dias de cura, ou seja, 12 provetes por cada ambiente de cura (divididos em 3 provetes por cada nível de substituição), que no total perfazem 48 provetes de ensaio. Todos os provetes foram mantidos durante 24 horas na zona de betonagem, ou seja, em ambiente LCC (laboratory conditions curing cura em ambiente de laboratório), de modo a adquirem endurecimento suficiente (presa) para poderem ser desmoldados e transportados até à zona de cura. Os provetes de ensaio foram obtidos recorrendo à serragem de provetes cúbicos de 100 mm de aresta, após o período de cura, e de seguida secos em estufa ventilada a (110 ± 5) ºC até que atingissem massa constante. Por massa constante entenda-se massa cuja variação, medida em pesagens sucessivas intervaladas de pelo menos 1 hora, seja inferior a 0.1% Procedimentos de ensaio São os seguintes os procedimentos de ensaio: após o provete atingir o ponto de massa constante, retira-se o mesmo da estufa; remove-se qualquer sujidade do provete, com especial cuidado na face de teste; mede-se a altura inicial do provete em 9 pontos marcados na face oposta à de teste do mesmo e dispostos como indicado na Figura 3.50; limpam-se cuidadosamente todas as superfícies da máquina de abrasão; distribui-se 20 g de pó abrasivo uniformemente pelo trilho de abrasão; posiciona-se o provete no mecanismo de fixação e carrega-se centralmente o mesmo com (30 ± 0.3) kpa (este carregamento tem como finalidade garantir atrito suficiente entre o provete e o conjunto abrasivo disco + pó) (Figura 3.52); 100

125 CAMPANHA EXPERIMENTAL inicia-se a rotação do disco de Böhme, sendo que este deve completar 22 voltas a uma velocidade de (30 ± 1) rpm; este processo designa-se de ciclo de teste, sendo que o ensaio de abrasão compreende 16 ciclos de teste no total; após cada ciclo de teste, procede-se à limpeza do provete e do disco de Böhme; nos ciclos de teste posteriores, o provete deve ser rodado 90º antes do início de cada ciclo (todas as vezes na mesma direcção) e distribui-se novamente 20 g de pó abrasivo no trilho de abrasão (que foi previamente limpo); assim, após os 16 ciclos de teste necessários para completar o ensaio de abrasão, o provete deve ter completado 4 voltas completas em torno do seu eixo vertical e ter sido utilizado 320 g de pó abrasivo; finalizados os 16 ciclos de teste, e após limpeza do provete, mede-se a altura final do mesmo nos 9 pontos marcados na face oposta à de teste Figura 3.50 Distribuição dos pontos de medição Figura 3.51 Provete de ensaio Figura 3.52 Provete durante o ensaio 101

126 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resultados A perda devido ao ensaio de desgaste por abrasão, determinada pela redução da altura / espessura do provete, é dada pela diferença entre a média das n alturas iniciais (l i,j ) e a média das n alturas finais (l f,j ), através da seguinte expressão: onde, l = n ( li, j l f, j ) j= 1 l perda média de espessura (mm); l i,j espessura inicial do provete, medida no ponto j (mm); l f,j espessura final do provete, medida no ponto j (mm); n número de pontos marcados no provete. n (3.47) Nota: em condições ideais, n = 9 pontos; contudo, caso se registe a impossibilidade de medir a altura inicial de todos os pontos ou caso algum material de um dos pontos se tenha fragmentado durante o ensaio, o número de pontos pode ser inferior a CONDIÇÕES DE CURA Sendo o objectivo desta dissertação analisar a influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB, a campanha experimental desenvolveu-se em 4 ambientes de cura distintos, sendo estes os seguintes: LCC laboratory conditions curing (cura em ambiente de laboratório); OEC outer environment curing (cura em ambiente exterior); WCC wet chamber curing (cura em câmara húmida); WIC water immersion curing (cura por imersão em água). Todos os provetes efectuados, independentemente do ambiente de cura, foram mantidos durante 24 horas na zona de betonagem, ou seja, em ambiente LCC (laboratory conditions curing cura em ambiente de laboratório), de modo a adquirirem resistência suficiente (presa) para que se procedesse à sua desmoldagem e transporte até à respectiva zona de cura. 102

127 CAMPANHA EXPERIMENTAL LCC laboratory conditions curing / cura em ambiente de laboratório Os provetes mantidos no ambiente de cura LCC encontravam-se protegidos da incidência directa de raios solares, chuva e vento. Embora resguardados de bruscas alterações ambientais (como registadas no ambiente OEC), estes provetes continuavam susceptíveis às variações de temperatura e humidade exteriores. Posto isto, apresentam-se no ANEXO B os registos de temperatura e humidade exterior, obtidos durante o período de cura. De realçar que a cura destes provetes ocorreu durante a temporada final da estação de Inverno e início de Primavera, tendo-se registado um tempo húmido e chuvoso, alternado com períodos de grande intensidade solar. Os provetes encontravam-se assentes sobre paletes de madeira, de forma a evitar qualquer variação de temperatura ou humidade acidental, bem como proteger os mesmos de algum acontecimento fortuito (Figura 3.53). Figura 3.53 LCC cura em ambiente de laboratório OEC outer environment curing / cura em ambiente exterior (não controlado) Em relação à cura em ambiente OEC, os provetes foram depositados no topo do terraço do pavilhão de Engenharia Civil do IST, completamente expostos a intempéries e agentes ambientais (Figura 3.54). O período de cura decorreu durante o final do Inverno e início da Primavera, tendo-se registado um tempo húmido e chuvoso, alternado com períodos de grande intensidade solar. Este ambiente foi constantemente monitorizado recorrendo-se para tal a um termo-higrómetro. No ANEXO B, apresentam-se os registos de temperatura e humidade exteriores, obtidos durante o período de cura dos provetes. 103

128 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Figura 3.54 OEC cura em ambiente exterior (não controlado) De realçar que foi necessário abrigar o termo-higrómetro, pois em caso de pluviosidade o aparelho registaria um ambiente saturado mesmo tal não ocorrendo, devido ao sensor continuar molhado e ser necessário aguardar até à secagem do mesmo. Deste modo, construiu-se uma pequena estrutura com o objectivo de proteger o termo-higrómetro do contacto directo com a água (Figura 3.55), mas ao mesmo tempo permitindo um correcto registo das condições ambientais através da constante ventilação natural. Os provetes encontravam-se assentes sobre paletes de madeira, de forma a evitar qualquer variação de temperatura ou humidade acidental, bem como proteger os mesmos de algum acontecimento fortuito. Figura 3.55 Estrutura de abrigo do termo-higrómetro WCC wet chamber curing / cura em câmara húmida Os provetes que realizaram o seu período de cura em ambiente WCC foram mantidos no interior de uma câmara húmida (Figura 3.56), protegidos de variações ambientais exteriores. Este ambiente caracterizou-se por uma saturação total (100% de humidade) e uma temperatura de 20 ºC, factores estes constantes ao longo de toda a campanha experimental. O ambiente descrito era mantido nestas condições com recurso a aspersores, accionados durante 1 minuto de 15 em 15 minutos. 104

129 CAMPANHA EXPERIMENTAL Desta forma, evita-se a evaporação da água de amassadura do interior dos provetes, garantindo-se uma correcta hidratação da pasta cimentícia. O habitual recurso a este tipo de cura nas investigações sobre betões, assim como ser o ambiente normalizado pelas normas internacionais, revela a importância do mesmo. Figura 3.56 WCC cura em câmara húmida WIC water immersion curing / cura por imersão em água Relativamente ao ambiente WIC, os provetes foram mantidos no interior de contentores cheios de água (Figura 3.57), no interior de uma câmara húmida, protegidos de qualquer variações de temperatura e humidade. Deste modo, foi possível manter uma saturação total de humidade e uma temperatura de 16.3 ºC, constantes ao longo de toda a campanha experimental. Este ambiente de cura é consensualmente indicado como benéfico para as propriedades finais do betão, visto permitir uma hidratação contínua da matriz cimentícia. Figura 3.57 WIC cura por imersão em água 105

130 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 106

131 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL 4 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL 4.1 INTRODUÇÃO Neste capítulo, apresentar-se-ão os resultados obtidos nos ensaios efectuados durante a campanha experimental, ensaios esses descritos no capítulo 3. Paralelamente à sua apresentação, realizar-se-á uma análise comparativa dos mesmos, de forma a correlacionar as variações da resistência mecânica com os vários níveis de substituição de agregados grossos reciclados de betão e com os diferentes ambientes de cura. 4.2 ENSAIOS DE IDENTIFICAÇÃO DOS AGREGADOS Análise granulométrica Como exposto no sub-capítulo 3.5.1, a análise granulométrica seguiu a metodologia e princípios descritos na norma NP EN (2000), sendo que os resultados expostos incluem o módulo de finura e percentagem de finos (f), bem como a distribuição e curva granulométrica dos vários agregados. Os resultados encontram-se organizados por natureza do agregado (areia fina, areia grossa, bago de arroz, brita 1, brita 2 e agregados reciclados). Julga-se importante realçar que, nesta investigação, apenas se recorreu à análise granulométrica dos AFP para determinar as quantidades destes a serem incorporadas na amassadura. Relativamente aos AGP e AGRB, optou-se por peneirar e separar ambos pelas suas diferentes dimensões, de forma a minimizar a discrepância entre a formulação do betão e a sua real composição. No ANEXO C, é possível consultar as análises granulométricas dos AP fornecidos pela empresa Unibetão. Salienta-se que estas foram efectuadas com base na antiga norma NP 1379, ao contrário das análises granulométricas efectuadas nesta dissertação. Nos Quadros 4.1, 4.3, 4.5, 4.7, 4.9, 4.11, o valor M 0 corresponde à massa da amostra de agregado recolhida, M 1 à massa da mesma após secagem em estufa a (110 ± 5) ºC até valor constante e M 2 à massa do provete após a sua lavagem e secagem em estufa até ser atingida massa constante Areia fina A análise granulométrica da areia fina, bem como a percentagem de finos (f) e o módulo de finura, são apresentados no Quadro

132 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Quadro 4.1 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da areia fina M 0 (g) = M 1 (g) = M 2 (g) = Quadro 4.2 Análise granulométrica da areia fina AREIA FINA Peneiro Massa retida Acumulado (%) (mm) (g) (%) retido passado Refugo TOTAL f = 0.60 módulo de finura 1.95 Na Figura 4.1, apresenta-se a curva granulométrica da areia fina, numa escala logarítmica, sendo que as abcissas representam a dimensão das partículas e as ordenadas a percentagem de material que passa em cada um dos peneiros Material passante (%) Dimensão do agregado (mm) Figura 4.1 Curva granulométrica da areia fina Areia grossa A análise granulométrica da areia grossa, bem como a percentagem de finos (f) e o módulo de finura, são apresentados no Quadro

133 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Quadro 4.3 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da areia grossa M 0 (g) = M 1 (g) = M 2 (g) = Quadro 4.4 Análise granulométrica da areia grossa AREIA GROSSA Peneiro Massa retida Acumulado (%) (mm) (g) (%) retido passado Refugo TOTAL f = 1.24 módulo de finura 3.29 Na Figura 4.2, apresenta-se a curva granulométrica da areia grossa, numa escala logarítmica, sendo que as abcissas representam a dimensão das partículas e as ordenadas a percentagem de material que passa em cada um dos peneiros Material passante (%) Dimensão do agregado (mm) Figura 4.2 Curva granulométrica da areia grossa 109

134 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Bago de arroz A análise granulométrica do bago de arroz, bem como a percentagem de finos (f) e o módulo de finura, são apresentados no Quadro 4.6. Quadro 4.5 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio do bago de arroz M 0 (g) = M 1 (g) = M 2 (g) = Quadro 4.6 Análise granulométrica do bago de arroz BAGO DE ARROZ Peneiro Massa retida Acumulado (%) (mm) (g) (%) retido passado Refugo TOTAL f = 0.69 módulo de finura 5.43 Na Figura 4.3, apresenta-se a curva granulométrica do bago de arroz, numa escala logarítmica, sendo que as abcissas representam a dimensão das partículas e as ordenadas a percentagem de material que passa em cada um dos peneiros. 100 Material passante (%) Dimensão do agregado (mm) Figura 4.3 Curva granulométrica do bago de arroz 110

135 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Brita 1 A análise granulométrica da brita 1, bem como a percentagem de finos (f) e o módulo de finura, são apresentados no Quadro 4.8. Quadro 4.7 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da brita 1 M 0 (g) = M 1 (g) = M 2 (g) = Quadro 4.8 Análise granulométrica da brita 1 BRITA 1 Peneiro Massa retida Acumulado (%) (mm) (g) (%) retido passado Refugo TOTAL f = 0.99 módulo de finura 6.33 Na Figura 4.4, apresenta-se a curva granulométrica da brita 1, numa escala logarítmica, sendo que as abcissas representam a dimensão das partículas e as ordenadas a percentagem de material que passa em cada um dos peneiros. Material passante (%) Dimensão do agregado (mm) Figura 4.4 Curva granulométrica da brita 1 111

136 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Brita 2 A análise granulométrica da brita 2, bem como a percentagem de finos (f) e o módulo de finura, são apresentados no Quadro Quadro 4.9 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio da brita 2 M 0 (g) = M 1 (g) = M 2 (g) = Quadro 4.10 Análise granulométrica da brita 2 BRITA 2 PENEIRO massa retida ACUMULADO (%) (mm) (g) (%) retido passado Refugo TOTAL f = 0.14 módulo de finura 7.39 Na Figura 4.5, apresenta-se a curva granulométrica da brita 2, numa escala logarítmica, sendo que as abcissas representam a dimensão das partículas e as ordenadas a percentagem de material que passa em cada um dos peneiros. Material passante (%) Dimensão do agregado (mm) Figura 4.5 Curva granulométrica da brita 2 112

137 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Agregados reciclados de betão A análise granulométrica dos agregados reciclados de betão, bem como a percentagem de finos (f) e o módulo de finura, são apresentados no Quadro Quadro 4.11 Massas M 0, M 1 e M 2, referentes ao ensaio dos AR de betão M 0 (g) = M 1 (g) = M 2 (g) = Quadro Análise granulométrica dos AR de betão AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO PENEIRO massa retida ACUMULADO (%) (mm) (g) (%) retido passado Refugo TOTAL f = 1.66 módulo de finura 6.26 Na Figura 4.6, apresenta-se a curva granulométrica dos agregados reciclados de betão, numa escala logarítmica, sendo que as abcissas representam a dimensão das partículas e as ordenadas a percentagem de material que passa em cada um dos peneiros. Material passante (%) Dimensão do agregado (mm) Figura Curva granulométrica dos agregados reciclados de betão 113

138 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Massa volúmica e absorção de água Como descrito no sub-capítulo 3.5.2, a determinação da massa volúmica e absorção de água seguiu a metodologia e princípios expostos na norma NP EN (2003), tendo-se executado de forma distinta para os agregados finos (entre e 4 mm) e grossos (entre 4 e 31.5 mm), tal como preconizado na referida norma. O registo dos valores de massas (M 0, M 1, M 2, M 3 e M 4 ) dos diferentes agregados, bem como da temperatura de ensaio, é apresentado no ANEXO D. No Quadro 4.13, são expostos os resultados obtidos com este ensaio, sendo que ρ a refere-se à massa volúmica do material impermeável, ρ rd à massa volúmica das partículas secas em estufa, ρ ssd à massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca e WA 24 à absorção de água registada, após imersão em água durante 24 h. Agregados Quadro 4.13 Massas volúmicas e absorção de água dos agregados Areia fina Areia grossa Bago de arroz Brita 1 Brita 2 AGRB ρ a (kg/dm 3 ) ρ rd (kg/dm 3 ) ρ ssd (kg/dm 3 ) WA 24 (%) Comparando os valores de massa volúmica dos AP resultantes do presente ensaio com os valores disponibilizados pela empresa fornecedora dos mesmos (ANEXO C), tem-se que as discrepâncias encontradas são mínimas. Os valores fornecidos situam-se entre 2.62 e 2.68 kg/dm 3, o que valida o ensaio efectuado. São apresentados, no Quadro 4.14, os resultados obtidos em estudos anteriores, relativamente à determinação da massa volúmica e absorção de água. Realizando uma comparação com estes valores, conclui-se que os resultados obtidos se encontram dentro dos valores expectáveis para este tipo de agregados calcários. Relativamente aos agregados grossos reciclados de betão (AGRB), as massas volúmicas calculadas, bem como a absorção de água registada, encontram-se também em conformidade com os resultados das campanhas experimentais anteriores. A massa volúmica dos AGRB no estado seco é substancialmente inferior à registada nos AGP, facto este que era esperado, devido à pasta endurecida que se encontra aderida aos AGRB e que possui uma massa volúmica claramente menor, relativamente aos AGP de origem. 114

139 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Quadro Massas volúmicas e absorção de água dos agregados de estudos anteriores Ferreira (2007) Areia Brita 1 Brita 2 AGRB ρ a (kg/dm 3 ) ρ rd (kg/dm 3 ) ρ ssd (kg/dm 3 ) WA 24 (%) Evangelista (2007) Areia Brita 1 Brita 2 AGRB ρ a (kg/dm 3 ) ρ rd (kg/dm 3 ) ρ ssd (kg/dm 3 ) WA 24 (%) Gomes (2007) Areia Brita 1 Brita 2 AGRB ρ a (kg/dm 3 ) ρ rd (kg/dm 3 ) ρ ssd (kg/dm 3 ) WA 24 (%) Figueiredo (2005) Areia Brita 1 Brita 2 AGRB ρ a (kg/dm 3 ) ρ rd (kg/dm 3 ) ρ ssd (kg/dm 3 ) WA 24 (%) A taxa de absorção de água dos AP toma valores aceitáveis, sendo que valores na ordem dos 1.5% nos AGP e 0.5% nos AFN traduzem-se numa absorção de água desprezável aquando da amassadura, pelo que aquela não foi tida em conta (COUTINHO, 1988). Relativamente aos AGRB, a absorção de água registada é de 6.1%, valor este bastante superior ao dos seus homólogos naturais, o que se deve à elevada porosidade da pasta endurecida aderente aos AGRB. Este parâmetro, juntamente com o teor de humidade dos AGRB, foi tido em conta aquando do cálculo da água de amassadura, para que a relação a /c efectiva, determinada em , não fosse afectada. Segundo Coutinho (1988), são admissíveis valores de absorção de água até 5%, sem que seja necessário proceder a ensaios adicionais e, embora superior, o valor registado pelos AGRB encontra-se próximo deste limite Massa volúmica aparente Como descrito no sub-capítulo 3.5.3, a determinação da massa volúmica aparente seguiu a metodologia e princípios expostos na norma NP EN (2000). São apresentados, no Quadro 4.15, os resultados obtidos com o presente ensaio. Os valores e cálculos intermédios podem ser consultados no ANEXO E. 115

140 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Agregados Quadro 4.15 Massas volúmicas aparentes dos agregados Areia fina Areia grossa Bago de arroz Brita 1 Brita 2 AGRB ρ b (kg/dm 3 ) Analisando os valores obtidos, pode concluir-se que todos os AP (finos e grossos) apresentam massas volúmicas aparentes bastante semelhantes. Contudo, é de realçar o facto de a areia grossa apresentar um valor ligeiramente superior ao esperado. Tal deve-se ao elevado teor de humidade da mesma, aquando da realização do ensaio. Relativamente ao AGRB, e como seria de esperar, existe um abaixamento significativo do valor de massa volúmica aparente, em virtude da sua maior porosidade. A pasta cimentícia, aderida a estes agregados, possui uma massa volúmica substancialmente inferior à dos AGP, pelo que, quanto maior for a percentagem desta, maior será a diferença de valores entre os AGRB e os AGP Desgaste de Los Angeles Como exposto no sub-capítulo 3.5.4, este ensaio seguiu a metodologia e princípios descritos na especificação LNEC E-237 (1970). Como preconizado na referida norma, este ensaio é realizado sobre partículas de agregado de dimensões entre 2.38 e 76.1 mm (recorda-se a utilização da série de peneiros ASTM), pelo que, no presente estudo, se determinou apenas a resistência ao desgaste dos agregados grossos naturais e reciclados. Os resultados obtidos são expostos no Quadro 4.16, sendo que os valores e cálculos intermédios se apresentam no ANEXO F. Agregados Quadro 4.16 Resultados do ensaio de desgaste de Los Angeles Areia fina Areia grossa Bago de arroz Brita 1 Brita 2 AGRB LA (%) Os resultados apresentados validam os pressupostos assumidos, ou seja, existe maior desgaste dos AGRB face aos AGP, facto este devido à menor capacidade resistente da pasta cimentícia aderida aos AGRB. Os valores apresentados encontram-se em consonância com os resultados obtidos em estudos anteriores. A resistência ao desgaste obtida por Gomes (2007) para os AGP foi de 28.5% e, relativamente aos AGRB, de 38%. Os valores obtidos para os AGP e os AGRB satisfazem o limite de 50% de desgaste máximo, especificado pela norma LNEC E-373, para agregados a serem incorporados no fabrico de betões estruturais. 116

141 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Teor de humidade Como exposto no sub-capítulo 3.5.5, a determinação do teor de humidade seguiu a metodologia e princípios descritos na norma NP EN (2002). Este ensaio foi apenas realizado sobre os agregados grossos, naturais e reciclados, após a sua peneiração e divisão nas respectivas fracções granulométricas. De realçar que, na realização desta investigação, se optou por peneirar e separar os agregados grossos pelas suas diferentes dimensões, de forma a minimizar a discrepância entre a formulação do betão e a sua real composição. Deste modo, não se procedeu à análise do teor de humidade dos AFP mas teve-se o cuidado de proceder à sua secagem prévia. Como referido no sub-capítulo 3.3.3, o teor de humidade dos AP, bem como a sua absorção de água, não afectam a relação a/c; contudo, no caso dos AGRB, estes dois factores foram tidos em conta, aquando do cálculo da água de amassadura. Assim sendo, além da análise inicial do teor de humidade, foram ainda realizados dois ensaios ao longo das semanas de betonagem, em fracções granulométricas pré-estabelecidas, de forma a detectar alguma disparidade de valores. O Quadro 4.17 sintetiza os resultados obtidos na análise dos AGP e AGRB. Os cálculos e valores intermédios são apresentados no ANEXO G. Quadro 4.17 Teor de humidade dos AGP e AGRB AGRB AGP 1.ª semana 2.ª semana 3.ª semana 4.ª semana w (%) Comparando os resultados obtidos, conclui-se que o teor em água dos AGRB é deveras superior ao apresentado pelos AGP, facto este expectável e justificado pela maior porosidade da pasta cimentícia aderida aos primeiros. Devido a esta porosidade, os AGRB apresentam uma maior susceptibilidade a variações da humidade ambiente, o que justifica os ensaios de controlo adicionais Índice de forma Como exposto no sub-capítulo 3.5.6, a determinação da massa volúmica aparente seguiu a metodologia e princípios descritos na norma NP EN (2002). A referida norma determina que o ensaio seja efectuado em fracções granulométricas d i /D i, onde D i 63 mm e d i 4 mm, pelo que apenas se determinou o índice de forma dos agregados grossos naturais e reciclados. 117

142 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB No Quadro 4.18, são apresentados os resultados obtidos, onde o valor do índice de forma (SI) se determinou segundo a equação (3.37). Os cálculos e valores intermédios são expostos no ANEXO H. Conforme preconizado na norma de ensaio, foi desprezada qualquer fracção d i /D i com uma representação inferior a 10% de M 0. Quadro 4.18 Resultados do ensaio de determinação do índice de forma Agregados Bago de arroz Brita 1 Brita 2 AGRB SI (%) Comparando os resultados obtidos, os AGRB são os aqueles que apresentam maior índice de forma, situação que se deve à sua forma mais alongada. De realçar o facto de os AGRB terem sofrido uma trituração diferente (trituração in situ' britadeira de maxilas) à dos seus homólogos naturais (trituração industrial britagem primária e secundária). O historial de ensaios de determinação do índice de forma no Instituto Superior Técnico é nulo. Contudo, é possível estabelecer uma analogia com os ensaios de determinação do índice volumétrico. Nos estudos efectuados por Matias (2005) e Santos (2004), os valores de índices volumétricos obtidos para os AGRB é, em ambos os casos, inferior aos valores obtidos para os AGP, justificando-se isto mais uma vez pelas triturações díspares sofridas. A actual regulamentação portuguesa ainda se baseia no índice volumétrico, determinado pela especificação LNEC E-223 (1968). No entanto, a Technical guideline for recycled aggregate concrete in Hungary estabelece que, para classes de betões entre C8/10 e C16/20, o índice de forma seja no máximo SI 40 (SI<40) e, para betões C20/25 e de classe superior, SI Evolução da absorção de água Como exposto no sub-capítulo 3.5.7, o estudo da evolução da absorção de água ao longo do tempo, seguiu a metodologia proposta por Ferreira (2007), sendo esta uma adaptação da proposta por Leite (2001) e do procedimento de ensaio realizado por Gomes (2007). Os resultados obtidos apresentam-se de forma gráfica na Figura 4.7, sendo que as tabelas e dados dos ensaios podem ser consultados no ANEXO I. 118

143 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL 100 Absorção de água relativamente à absorção potencial, WA rt (%) :00 0:05 0:10 0:15 0:20 0:25 0:30 Tempo (h:mm) Figura 4.7 Evolução da absorção de água dos AGRB Como se pode observar, a absorção de água registada nos instantes iniciais é bastante elevada. Para t = 0:01 minutos, o valor de absorção é de 78.6%; aos 5 minutos, regista-se 90.4% da absorção potencial de água; para t = 0:10 minutos, a absorção potencial registada é de 93.0%. Após 5 minutos de imersão em água, verifica-se que a evolução da absorção é muito lenta e pouco significativa, registando-se apenas um acréscimo de 4.8% até à conclusão do ensaio (para t = 0:30 minutos, tem-se que WA tr = 95.1%). Comparando estes resultados com os obtidos por Ferreira (2007), constata-se que são bastante semelhantes; para t = 0:01, WA tr = 75.2%; t = 0:05, WA tr = 89.2%; e t = 0:30, WA tr = 95.7%. 4.3 ENSAIOS AO BETÃO FRESCO Abaixamento (cone de Abrams) Como descrito no sub-capítulo 3.6.1, o ensaio de abaixamento (cone de Abrams) seguiu a metodologia e princípios presentes na norma NP EN (2002), sendo que se estabeleceu o limite de abaixamento de 80 ± 10 mm. Devido ao avultado número de ensaios efectuados, os resultados relativos à 4.ª fase da campanha experimental são expostos de forma gráfica na Figura 4.8, apresentando-se no ANEXO J os quadros com os valores obtidos para uma consulta mais minuciosa. 119

144 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Relativamente aos ensaios efectuados durante a 3.ª fase experimental, os valores obtidos encontram-se apenas expostos no já referido ANEXO J. De realçar que esta fase teve como objectivo avaliar e corrigir a composição de cada um dos betões, bem como controlar factores externos que pusessem em causa o decurso normal da fase subsequente. Os valores obtidos encontram-se distanciados do limite imposto (80 ± 10 mm), facto que se deve à elevada humidade presente nas areias. Após a correcção desta anomalia e novas betonagens, verificou-se que o abaixamento cumpria o limite estabelecido Abaixamento h (mm) BR B20 B50 B100 Figura 4.8 Resultados do ensaio de abaixamento (4.ª fase experimental) Na 4.ª fase experimental, nem todos os abaixamentos dos BR cumprem o limite estabelecido, sendo que os valores de 97 e 101 mm se encontram muito acima do esperado. Este facto poderá dever-se à elevada humidade ambiente relativa registada nesses dias, bem como à aleatoriedade do processo de mistura dos agregados. Todavia, os valores de massa volúmica destas duas amassaduras registaram apenas um pequeno decréscimo face à média. Nos restantes betões, B20, B50 e B100, o limite estabelecido é cumprido, à excepção de um abaixamento de um B20, que registou o valor de 92 mm. Todavia, a massa volúmica desta amassadura não apresentou divergência da média registada Massa volúmica Como descrito no sub-capítulo 3.6.2, o ensaio de determinação da massa volúmica do betão fresco seguiu a metodologia e princípios presentes na norma NP EN (2002). Devido ao avultado número de ensaios efectuados durante a 4.ª fase experimental, são apresentados no Quadro 4.19 os valores médios de massas volúmicas das diferentes 120

145 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL tipologias de betão (D), bem como o desvio padrão (σ) e a variação registada face ao BR ( ). Os mesmos resultados são expostos de forma gráfica na Figura 4.9. Para uma análise mais minuciosa, é possível consultar os valores e cálculos intermédios efectuados no ANEXO J. Relativamente aos ensaios efectuados durante a 3.ª fase experimental, os valores obtidos encontram-se apenas expostos no referido ANEXO J. De realçar que esta fase teve como objectivo avaliar e corrigir a composição de cada um dos betões, bem como controlar factores externos que pusessem em causa o decurso normal da fase subsequente. Devido ao elevado teor de humidade evidenciado pelas areias, anomalia que foi corrigida antes do início da fase seguinte, os valores registados são ligeiramente inferiores aos obtidos na 4.ª fase experimental. Quadro 4.19 Resultados do ensaio de determinação da massa volúmica do betão fresco D (kg/m 3 ) σ (kg/m 3 ) (%) BR B B B Analisando os resultados obtidos, verifica-se que a massa volúmica do betão fresco diminui à medida que a taxa de substituição de AGP por AGRB aumenta. Este facto era expectável, visto os AGRB apresentarem um valor de massa volúmica inferior, comparativamente com os AGP, devido à maior porosidade e menor densidade da pasta cimentícia aderida aos primeiros. O desvio padrão encontrado é bastante pequeno, representando uma variação inferior a 0.55% da massa volúmica, o que sugere uma reduzida dispersão de valores Massa volúmica D (kg/m 3 ) y = x R 2 = Taxa de substituição de AGP por AGRB (%) Figura 4.9 Resultados do ensaio de determinação da massa volúmica do betão fresco Estabelecendo uma relação entre a massa volúmica do betão no estado fresco e a taxa de substituição de AGP por AGRB, verifica-se que existe uma dependência linear entre ambas. A 121

146 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB correlação verificada é bastante elevada, tendo-se obtido um coeficiente de determinação de , o que vai de encontro aos resultados de Gomes (2007) e Ferreira (2007). A variação de 4.3% da massa volúmica do B100, relativamente ao BR, encontra-se ligeiramente abaixo dos valores obtidos por Santos et al. (2002), Gomes (2007) e Ferreira (2007), que foram, respectivamente, 5%, 5.1% e 5.4%. 4.4 ENSAIOS AO BETÃO ENDURECIDO Resistência à compressão Como descrito no sub-capítulo 3.7.1, este ensaio teve por objectivo determinar a capacidade resistente dos diferentes betões sob tensão uniforme de compressão e seguiu a metodologia e princípios presentes na norma NP EN (2003). Os resultados obtidos nas 3.ª e 4.ª fases da campanha experimental, organizados por ambiente de cura (OEC, LCC, WCC e WIC), encontram-se expostos do Quadro 4.20 ao Quadro 4.23, inclusive. Os referidos quadros apresentam a resistência à compressão média aos 7, 28 e 56 dias (respectivamente, f cm 7, f cm 28 e f cm 56 ), bem como as variações relativas comparativamente ao BR, para cada uma das fases. No ANEXO K, é possível consultar os valores individuais de cada provete ensaiado e cálculos intermédios efectuados. Quadro 4.20 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (OEC) OEC 3.ª FASE 4.ª FASE f cm 28 (MPa) (%) f cm 7 (MPa) (%) f cm 28 (MPa) (%) f cm 56 (MPa) (%) BR B B B Quadro 4.21 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (LCC) LCC 3.ª FASE 4.ª FASE f cm 28 (MPa) (%) f cm 7 (MPa) (%) f cm 28 (MPa) (%) f cm 56 (MPa) (%) BR B B B

147 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Quadro 4.22 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (WCC) WCC 3.ª FASE 4.ª FASE f cm 28 (MPa) (%) f cm 7 (MPa) (%) f cm 28 (MPa) (%) f cm 56 (MPa) (%) BR B B B Quadro 4.23 Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias (WIC) WIC 3.ª FASE 4.ª FASE f cm 28 (MPa) (%) f cm 7 (MPa) (%) f cm 28 (MPa) (%) f cm 56 (MPa) (%) BR B B B Analisando os resultados obtidos conclui-se que estes são similares para os diferentes tipos de betões, bem como para as quatro condições de cura. Tendo em conta apenas a 4.ª fase da campanha experimental, as resistências médias de compressão (f cm 7, f cm 28 e f cm 56 ) foram respectivamente 42.8, 49.8 e 51.6 MPa, com desvios padrão iguais a 1.2, 1.1 e 1.6 MPa. De uma forma geral, após 7 dias de cura, os betões analisados apresentavam uma resistência à compressão superior a 80% da sua resistência final e acima de 95% aos 28 dias de cura. Relativamente à 3.ª fase, a resistência obtida foi ligeiramente menor (f cm 28 = 46.7 MPa), facto que se deve ao alto teor de humidade das areias, como descrito no sub-capítulo Mais uma vez se realça que a 3.ª fase da campanha experimental teve como objectivo avaliar e corrigir a composição de cada um dos betões, bem como controlar factores externos que pusessem em causa o decurso normal da fase subsequente. Observando os valores referentes à 4.ª fase experimental, obteve-se um betão de classe C35/45, quando a sua formulação previa uma classe C30/37. Esta divergência deve-se ao facto de a correlação utilizada na determinação da relação a/c, proposta por Nepomuceno (1999) e devidamente exposta no sub-capítulo , ter como base o cimento tipo II 32.5 R. Na presente campanha experimental, recorreu-se a um cimento de classe de resistência superior (CEM 42.5 R, visto ser o utilizado na fabricação do BO) o que justifica a classe de resistência do betão acima da esperada. Ainda respeitante à 4.ª fase experimental, as variações de resistência relativas ao BR foram baixas, tendo-se registado um valor máximo de 7.5%. Os desvios registados são usuais para o tipo de trabalho experimental realizado, sujeito sempre a alguma imprevisibilidade, pelo que não é possível estabelecer nenhuma relação entre a resistência à compressão e a taxa de incorporação de AGRB nos BAGRB. 123

148 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB O facto de os betões com incorporação de BAGR, parcial ou total, não apresentarem um decréscimo de resistência face ao BR contraria a maior parte dos estudos realizados. Contudo, Leite (2001) e Evangelista (2007), que abordaram a temática da incorporação de AFR em betões estruturais, obtiveram também valores de resistência à compressão dos BAR semelhantes ao do BR. Gomes (2007), que realizou um estudo sobre a substituição de AGP por AGRB, não conseguiu estabelecer uma relação entre a taxa de substituição com a resistência à compressão, tendo igualmente obtido valores de resistência da mesma ordem de grandeza para os betões com incorporação de agregados reciclados. Admite-se que os AGRB utilizados nas diversas composições possuam propriedades próximas das da matriz cimentícia do betão, pelo que a rotura destes não será factor condicionante da resistência última do betão. Neste caso, a resistência à compressão dos vários betões será bastante afectada pela distribuição granulométrica, forma e textura dos AGRB. Deste modo, o bom desempenho registado pode ser justificado pelo facto de se estabelecerem melhores ligações entre a pasta de cimento e os AGRB, devido à sua maior rugosidade e à sua elevada porosidade, que terão compensado a sua menor resistência intrínseca. De notar que o BO (betão de origem dos AGRB) foi obtido junto da indústria de betão pronto, garantindo-se desta forma a sua qualidade, e que este foi betonado in situ em condições controladas, estando protegido dos efeitos das intempéries e sem qualquer esforço estrutural. A peneiração e separação nas diversas fracções dos AGRB, bem como dos AGP, de forma a evitar divergências entre composições de betões, terá também contribuído para a uniformização dos ensaios e valores de resistência elevados dos BAGRB. A análise gráfica da evolução da resistência à compressão com a idade do betão é apresentada da Figura 4.10 à Figura 4.13, inclusive. Observando estes gráficos, constata-se que, após 28 dias de cura em ambiente OEC (Figura 4.10), a evolução da resistência à compressão é nula, registando-se mesmo um decréscimo no caso do B100 (uma variação de 0.2 MPa, que se pode considerar desprezável). Relativamente aos ambientes LCC (Figura 4.11) e WIC (Figura 4.12), o andamento das curvas de resistência leva a supor que a hidratação do cimento tenha sido mais lenta, pelo que o valor de f cm 56 poderá não corresponder à resistência final. Isto era esperado para o ambiente WIC, pois, devido aos provetes se encontrarem imersos em água, a evaporação desta é evitada, o que por norma conduz a resistências finais mais elevadas, mas a uma evolução mais lenta. 124

149 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Resistência à compressão (MPa) OEC BR B20 B50 B Idade do betão (dias) Figura 4.10 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (OEC) 56 Resistência à compressão (MPa) LCC BR B20 B50 B Idade do betão (dias) Figura 4.11 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (LCC) 125

150 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 56 Resistência à compressão (MPa) WCC BR B20 B50 B Idade do betão (dias) Figura 4.12 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (WCC) 56 Resistência à compressão (MPa) WIC BR B20 B50 B Idade do betão (dias) Figura 4.13 Evolução da resistência à compressão com a idade do betão (WIC) 126

151 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Já no que toca ao ambiente LCC, era esperado que este apresentasse um desenvolvimento análogo ao ambiente OEC, mas tal não se verificou. Este facto pode ser justificado pelo tempo húmido e chuvoso, alternado com períodos de grande intensidade solar, registado durante a fase de cura (final da estação de Inverno e início da Primavera). Assim sendo, os provetes em ambiente OEC encontravam-se completamente expostos a estes factores, enquanto que os seus análogos em LCC se encontravam praticamente protegidos das variações solares, mas ainda assim susceptíveis às variações de humidade e temperatura exteriores. Deste modo, o elevado grau de humidade relativa, conjugado com as baixas temperaturas registadas, terão contribuído para a evolução mais lenta dos provetes em ambiente LCC. No que diz respeito ao ambiente WCC, existe uma disparidade nas evoluções das resistências entre os B50 / B100 e os BR / B20, sendo expectável que ambas fossem similares às registadas no ambiente WIC. Enquanto que os betões BR e B20 registam uma estabilização após os 28 dias, os resultados obtidos para os B50 e B100 sugerem que a resistência à compressão destes continue a aumentar mesmo após 56 dias de cura. Estes dados vão de encontro ao concluído por Gomes (2007), que determinou que a evolução dos BAGR teria tendência para evoluir positivamente além dos 56 dias, contrastando com o patamar de resistência apresentado pelo BR após 28 dias de cura. Não obstante, refira-se que o ambiente WCC registou uma temperatura superior à do WIC, o que terá contribuído para a aceleração do endurecimento dos provetes, penalizando no entanto a matriz cimentícia que terá sofrido uma hidratação mais deficiente e ficado com porosidade final superior. De forma a analisar-se a influência dos vários ambientes de cura, para os diferentes níveis de substituição de AGP por AGRB, na resistência à compressão dos betões produzidos, apresenta-se na Figura 4.14 a compilação de resultados obtidos aos 7, 28 e 56 dias de cura. OEC LCC WCC WIC f cm (MPa) 46 Idade do betão = 7 dias 55 Idade do betão = 28 dias 55 Idade do betão = 56 dias Taxa de susbtituição de AGP por AGRB (%) Taxa de susbtituição de A GP por AGRB (%) Taxa de susbtituição de AGP por AGRB (%) Figura Variação da resistência à compressão com a taxa de substituição de AGP por AGRB 127

152 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Como se pode observar, não existem grandes variações de resistência à compressão para diferentes taxas de substituição, não sendo possível estabelecer qualquer lei coerente de variação da resistência à compressão com os diferentes ambientes de cura. As maiores variações registam-se nos ensaios realizados após 7 dias de cura, sobretudo nos ambientes OEC e LCC susceptíveis a alterações ambientais. Contudo, a variação máxima é de 7.5% face ao BR. Nos ensaios realizados aos 28 e 56 dias de cura, as variações são inferiores a 4.5%. Estes valores encontram-se dentro da normalidade, sendo próprios de uma campanha de experimentação laboratorial. Era expectável que os betões do ambiente WCC apresentassem valores de resistência superiores ou próximos do ambiente WIC, o que não se verificou. Todavia, não se conclui que tal acontecimento se deva à incorporação de AR. A explicação para este facto poderá residir em alguma anomalia não detectada na câmara húmida, onde se realizou a cura destes provetes. Deste modo, conclui-se que os diferentes ambientes de cura estudados não afectam de maneira distinta betões com ou sem incorporação de AGRB, tendo-se registado uma uniformidade bastante elevada entre os valores de resistência à compressão. Importa ainda confrontar os resultados obtidos com os levantamentos efectuados por Alves (2007) e Robles (2007). Como exposto no capítulo 2, Alves efectuou um levantamento a nível nacional, reunindo os estudos de Evangelista (2007), Ferreira (2007), Gomes (2007), Matias (2005), Figueiredo (2005), Rocha e Resende (2004) e Rosa (2002). Já o levantamento de Robles, realizado a nível internacional, compreende os estudos de Kou et al. (2004), Carrijo (2005), Leite (2001) e Soberón (2002). Na Figura 4.15, são apresentados os resultados obtidos com a campanha experimental (Fonseca, 2009), confrontados com as correlações obtidas por Alves e Robles. Os gráficos expõem a variação da relação entre resistências à compressão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita). A correlação Alves.2 diz respeito aos autores acima citados, excluindo os valores referentes à 1.ª fase da campanha experimental de Evangelista, os resultados dos BAGRC de Figueiredo, Matias e Rocha e Resende. Como se pode observar, existe uma grande afinidade entre os valores obtidos no presente estudo e a correlação obtida por Alves. Contudo, o mesmo não se regista relativamente à correlação de Robles, sendo que esta apresenta relações de resistência à compressão inferiores à presente dissertação. 128

153 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = Robles Alves f cm BAR / f cm BR y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = mv BAR / mv BR y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = ab BAR / ab BR - 1 Fonseca Linear (Robles) Linear (Alves) Linear (Alves.2) Linear (Fonseca) Figura 4.15 Variação da relação entre resistências à compressão do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita) Os coeficientes de determinação do presente estudo e de Alves (2007) assumem valores bastante reduzidos e não aceitáveis, o que sugere uma grande dispersão de resultados. De realçar que, nesta dissertação, embora as variações registadas sejam pequenas, não é possível estabelecer uma correlação entre a resistência à compressão e a taxa de substituição de AGP por AGRB. Já a correlação de Robles (2007) apresenta coeficientes de determinação mais elevados. Analisando a segunda correlação de Alves (2007), onde se excluem os resultados anómalos e díspares, esta apresenta coeficientes de determinação substancialmente superiores aos primeiros. No entanto, a nova linha de tendência apresenta uma inclinação bastante superior. Na Figura 4.16, é apresentada a reunião dos valores obtidos por Alves (2007) e Robles (2007), com os resultados da presente dissertação, assim como as novas correlações obtidas Robles f cm BAR / f cm BR y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = Alves Fonseca Linear (Robles e Fonseca) Linear (Alves e Fonseca) mv BAR / mv BR ab BAR / ab BR - 1 Figura 4.16 Resumo da variação da relação entre resistências à compressão do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita), da presente investigação e dos levantamentos de Alves e Robles 129

154 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Resistência à tracção por compressão diametral Como descrito no sub-capítulo 3.7.2, este ensaio teve por objectivo determinar a capacidade resistente dos diferentes betões à tracção, por compressão diametral e seguiu a metodologia e princípios presentes na norma NP EN (2003). Os resultados obtidos na 4.ª fase experimental encontram-se expostos no Quadro 4.24, sendo que os valores individuais de cada provete ensaiado e respectivos cálculos intermédios efectuados se encontram no ANEXO L. O referido quadro apresenta a resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias, bem como as variações relativas ao BR, para cada umas das condições de cura e tipologia de betão. Quadro 4.24 Resistência à tracção por compressão diametral OEC LCC WCC WIC f ctm 28 (MPa) (%) f ctm 28 (MPa) (%) f ctm 28 (MPa) (%) f ctm 28 (MPa) (%) BR B B B Na Figura 4.17, apresentam-se as regressões lineares das resistências à tracção com a percentagem de incorporação de AGRB, para os diferentes ambientes de cura estudados. 4.0 OEC LCC WCC WIC Resistência à tracção por compressão diametral (MPa) Taxa de substituição de AGP por AGRB (%) Figura 4.17 Variação da resistência à tracção por compressão diametral com a taxa de substituição de AGP por AGRB Os coeficientes de determinação obtidos, para os diversos tipos de cura, foram: R 2 OEC = 0.808; R 2 LCC = 0.457; R 2 WCC = 0.106; R 2 WIC = Analisando os resultados obtidos, é visível que a resistência à tracção diminui com a taxa de substituição de AGP por AGRB. Porém, não é de todo possível estabelecer uma boa 130

155 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL correlação entre estas duas variáveis, facto sustentado pelos baixos coeficientes de determinação obtidos (exceptuando no caso do tipo de cura OEC). Todavia, regista-se que o B100 apresenta sistematicamente valores inferiores de resistência à tracção, com excepção do ambiente WCC que regista um ligeiro aumento de resistência, embora pouco significativo. Estes resultados vão de encontro a estudos anteriores, que sugerem que existe um decréscimo de resistência à tracção com o aumento da taxa de incorporação (ALVES, 2007; ROBLES, 2007), embora nem sempre seja possível obter boas correlações entre estes dois factores. Relativamente ao ambiente OEC, é notório o declínio da resistência à tracção com o aumento da incorporação de AGRB, face aos restantes ambientes. Deste modo, pode inferir-se que este tipo de cura afecta os BAGRB de forma mais acentuada e negativa. Já o ambiente WCC apresenta uma linha de tendência com declive positivo, o que poderia induzir que este ambiente afecta de forma positiva a resistência à tracção dos BAGRB. Contudo, a variação registada é algo errática, verificando-se quebras de resistência nas tipologias B20 e B50, pelo não é possível retirar uma conclusão clara. Os valores obtidos nos restantes ambientes, LCC e WIC, não sugerem que estes influenciem, de forma positiva ou negativa, a resistência à tracção dos betões produzidos. Analisando ainda a Figura 4.17, é possível observar que os referidos ambientes apresentam rectas de tendência com declives semelhantes. É, no entanto, de sublinhar o andamento anómalo da resistência dos provetes do ambiente WIC, pois, embora o B100 registe um decréscimo acentuado comparativamente ao BR, as restantes tipologias (B20 e B50) apresentam valores de resistência superiores. Estas ocorrências podem ser justificadas pela maior aderência da matriz cimentícia aos AGRB, devido à sua maior rugosidade e porosidade, não obstante estes apresentarem tensões de rotura à tracção inferiores aos seus homólogos naturais. Na Figura 4.18, apresentam-se os resultados obtidos na campanha experimental (Fonseca, 2009), confrontados com as correlações obtidas por Alves (2007) e Robles (2007). Os gráficos expõem a variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita). Como exposto no capítulo 2, o levantamento de Alves (2007), realizado a nível nacional, reúne os resultados das campanhas realizadas por Evangelista (2007), Matias (2005), Figueiredo (2005), Gomes (2007), Rocha e Resende (2004) e Rosa (2002). Já o levantamento efectuado a nível internacional por Robles (2007) compreende os estudos de Kou et al. (2004), Leite (2001) e Soberón (2002). 131

156 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB f ctmbar / f ctmbr y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = Robles Alves Fonseca Linear (Robles) Linear (Alves) Linear (Fonseca) mv BAR / mv BR ab BAR / ab BR - 1 Figura 4.18 Variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita) A linha de tendência obtida com base nos valores da presente dissertação aproxima-se bastante da obtida por Alves (2007). Relativamente aos resultados obtidos por Robles (2007), estes apresentam relações de resistência à tracção superiores às obtidas nesta campanha experimental, o que se pode dever a diferenças entre as condições de cura das campanhas. Em ambos os gráficos, os coeficientes de determinação obtidos para os resultados referentes a esta dissertação são bastante reduzidos, facto que se fica a dever à dispersão dos resultados obtidos. São apresentados na Figura 4.19, os dados obtidos por Alves (2007) e Robles (2007), reunidos com os resultados desta campanha experimental, assim como as novas correlações obtidas Robles f ctmbar / f ctmbr y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = Alves Fonseca Linear (Robles e Fonseca) Linear (Alves e Fonseca) 1 - mv BAR / mv BR ab BAR / ab BR - 1 Figura 4.19 Resumo da variação da relação entre resistências à tracção por compressão diametral, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita), da presente investigação e dos levantamentos de Alves e Robles 132

157 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL Módulo de elasticidade Como exposto no sub-capítulo 3.7.3, este ensaio teve por objectivo determinar o módulo de elasticidade dos diferentes betões produzidos e seguiu a metodologia e princípios descritos na norma LNEC E-397. No Quadro 4.25, são expostos os resultados obtidos na 4.ª fase experimental, ou seja, o valor médio de módulo de elasticidade para cada um dos betões estudados, assim como a variação relativa ao BR. Os valores individuais de cada provete ensaiado, e respectivos cálculos intermédios efectuados, encontram-se no ANEXO M. Na Figura 4.20, é apresentada a variação do módulo de elasticidade em função da percentagem de substituição de AGP por AGRB, para os diferentes ambientes de cura analisados. Quadro 4.25 Resultados do ensaio de determinação do módulo de elasticidade OEC LCC WCC WIC E Cm 28 (GPa) (%) E Cm 28 (GPa) (%) E Cm 28 (GPa) (%) E Cm 28 (GPa) (%) BR B B B Analisando os resultados obtidos, conclui-se que o módulo de elasticidade é afectado pela incorporação de AGRB, registando-se uma redução máxima de 22% para os ambientes OEC, WCC e WIC. Já no ambiente LCC a redução foi apenas de 15.7%. Contudo, este ambiente registou os valores mínimos de módulo de elasticidade em todas as tipologias de betão. O ambiente LCC terá sido o que esteve sujeito a teores de humidade inferiores, o que terá conduzido a uma hidratação deficiente da pasta de cimento e a ligações mais fracas entre esta e os agregados, assim como a uma menor compacidade. Coutinho (1988) sugerem que o módulo de elasticidade depende, entre outros factores, da porosidade dos agregados e da pasta cimentícia, o que associado à maior porosidade dos AGRB justifica os valores inferiores encontrados para os BAGRB. As variações registadas vão de encontro às investigações análogas já realizadas. Considerando como limite uma diminuição de 20% do módulo de elasticidade, de um BAR face a um BR, para uma eventual aplicação estrutural (International RILEM Conference, Barcelona, 2004), conclui-se que, para uma incorporação máxima de 50% de AGRB, todos os ambientes de cura cumprem este limite. No mesmo âmbito, Gomes (2007) concluiu que a taxa de incorporação de AGRB admissível num betão de utilização estrutural seria apenas de 25%. 133

158 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 46 OEC LCC WCC WIC Módulo de elasticidade (GPa) Taxa de substituição de AGP por AGRB (%) Figura 4.20 Variação do módulo de elasticidade com a taxa de substituição de AGP por AGRB Observando a Figura 4.20, verifica-se que as linhas de tendência registadas para os ambientes OEC, WCC e WIC apresentam praticamente o mesmo declive, existindo uma clara sobreposição. Deste modo, verifica-se que estes ambientes influenciam de igual modo os BR e os BAGRB. Como referido, o ambiente LCC apresenta os valores mais baixos de módulos de elasticidade. Contudo, o declive registado não se encontra muito além do verificado para os restantes ambientes, sendo no entanto possível inferir que este tipo de cura apresenta uma influência decrescente nos BAGR. Por outras palavras, para uma cura em condições LCC, continua a existir uma degradação do módulo de elasticidade com o aumento da taxa de substituição de AGP por AGRB, ainda que menos acentuada. A variação registada é no entanto pequena, o que não permite retirar uma conclusão clara. De sublinhar que, para as curas OEC e LCC, a diminuição do módulo de elasticidade, até 50% de incorporação de AGRB, é no máximo de 3.3% face ao BR. Este valor animador não encontra no entanto semelhança com os registados nos ambientes WCC e WIC, onde se verifica uma variação negativa máxima de 14.6%. Observando as variações relativas ( %) do B20 e B50 do ambiente WIC, verifica-se que são substancialmente superiores às dos restantes betões análogos. Isto poderia sugerir uma influência negativa deste tipo de cura. Contudo, o valor apresentado pelo B100 encontra-se em linha com os restantes ambientes, sendo no entanto aquele que regista uma variação mais acentuada. Importa ainda confrontar os valores obtidos com os levantamentos efectuados por Alves (2007) e Robles (2007). O levantamento de state of the art realizado por Alves, a nível nacional, compreende as campanhas experimentais de Evangelista (2007), Ferreira (2007), Gomes 134

159 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL (2007), Figueiredo (2005) e Rocha e Resende (2004). Já o levantamento de Robles, realizado a nível internacional, reúne os estudos de Kou et al. (2004), Carrijo (2005), Leite (2001) e Soberón (2002). Na Figura 4.21, são apresentados os resultados obtidos durante a campanha experimental (Fonseca, 2009), confrontados com as correlações obtidas por Alves e Robles. Os gráficos expõem a variação da relação entre módulos de elasticidade do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita). E c28bar / E c28br y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = mv BAR / mv BR y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = ab BAR / ab BR - 1 Robles Alves Fonseca Linear (Robles) Linear (Alves) Linear (Alves.2) Linear (Fonseca) Figura 4.21 Variação da relação entre módulos de elasticidade do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita) No gráfico à esquerda (massa volúmica ponderada dos agregados), a correlação Alves.2 diz respeito aos autores acima citados, com exclusão de Rocha e Resende (2004); no gráfico à direita (absorção de água ponderada dos agregados), a correlação Alves.2 exclui Rocha e Resende (2004) e Figueiredo (2005). Verifica-se que a correlação obtida na presente dissertação se aproxima das obtidas por Alves, o que valida os resultados obtidos. Relativamente à correlação obtida por Robles, é visível que esta apresenta relações de módulos de elasticidade superiores à presente dissertação, bem como à de Alves. No entanto, é de realçar que o número de campanhas abrangidas por Robles é significativamente inferior ao de Alves. São apresentados na Figura 4.22, os dados obtidos por Alves (2007) e Robles (2007), reunidos com os resultados da campanha experimental realizada, assim como as novas correlações obtidas. 135

160 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Robles E c28bar / E c28br y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = Alves Fonseca Linear (Robles e Fonseca) Linear (Alves e Fonseca) mv BAR / mv BR ab BAR / ab BR - 1 Figura 4.22 Resumo da variação da relação entre módulos de elasticidade do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (à esquerda) e a relação entre absorções de água dos agregados (à direita), da presente investigação e dos levantamentos de Alves e Robles Resistência à abrasão Como descrito no sub-capítulo 3.7.4, este ensaio teve por objectivo determinar a resistência ao desgaste por abrasão e seguiu metodologia e princípios descritos na norma DIN No Quadro 4.26, expõem-se os resultados obtidos na 4.ª fase experimental, nomeadamente o desgaste médio registado em cada tipologia de betão e ambiente de cura, bem como a respectiva variação face ao BR. Os valores individuais de cada provete ensaiado e cálculos intermédios efectuados podem ser consultados no ANEXO N. Na Figura 4.23, apresentam-se graficamente os resultados referentes à presente investigação, confrontados com os resultados de Evangelista (2007) e Olorunsogo (1999). Quadro 4.26 Resultados do ensaio de resistência ao desgaste por abrasão OEC LCC WCC WIC l m (mm) (%) l m (mm) (%) l m (mm) (%) l m (mm) (%) BR B B B Analisando os resultados, não é possível estabelecer uma correlação clara entre a percentagem de incorporação de AGRB e a resistência ao desgaste por abrasão. Não obstante, verifica-se que todos os provetes de classe B100 apresentam um valor de desgaste ( l m ) inferior ao BR, assim como às restantes tipologias (B20 e B50). Deste modo, e tal como apontado pela bibliografia consultada, verifica-se que betões constituídos apenas por AGRB apresentam um melhor comportamento relativamente ao desgaste. 136

161 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL O facto de os provetes de tipologia B100 apresentarem um aumento de resistência ao desgaste, relativamente aos seus homólogos constituídos unicamente por AGP, pode ser justificado por se estabelecerem melhores ligações entre a matriz cimentícia e os AGRB, comparativamente aos AGP. A maior porosidade dos AGRB será a explicação para as melhores ligações que se estabelecem nos BAGRB, tal como justificado por Rosa (2002) e Evangelista (2007). Como se pode observar na Figura 4.23, à excepção do ambiente LCC, verifica-se um aumento do desgaste para a classe B50, bem como um ligeiro acréscimo no caso do B20-WIC. De realçar que, exceptuando a classe B50-WCC que regista um desgaste 10% superior ao BR, os aumentos de desgaste face ao BR são no máximo de 5.4%, o que para condições de experimentação laboratorial se podem considerar como normais e não relevantes. 1.3 l BAR / l BR OEC LCC WCC WIC Olorunsogo Evangelista Taxa de substituição de AGP por AGRB (%) Figura 4.23 Comparação da resistência ao desgaste por abrasão dos diferentes ambientes de cura com as referências bibliográficas Olorunsogo (1999) obteve resultados que também apresentam uma variação da resistência ao desgaste por abrasão errática, sendo que as variações entre tipologias são bastante superiores às registadas nesta dissertação. Verifica-se que a tipologia B100 de Olorunsogo (1999) apresenta uma quebra de resistência face ao BR. Contudo, as classes B50 e B70 do mesmo autor apresentam aumentos de resistência à abrasão significativos. Já Evangelista (2007) obteve valores com menores variações e com uma tendência semelhante à desta investigação. Todavia, em ambos os casos, não é possível obter uma correlação aceitável. Relativamente à influência das diferentes condições de cura na resistência ao desgaste por abrasão dos BAGRB, não é possível concluir de forma clara que algum dos ambientes influencie de forma distinta os BAGRB e os BR. Verifica-se que os ambientes WCC e WIC apresentam os menores aumentos de resistência relativa dos BAGRB, o que se deverá ao facto da hidratação do cimento desta tipologia de betão se processar de forma mais lenta nestes ambientes. Porém, os desvios registados relativamente aos restantes ambientes são mínimos. 137

162 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Na Figura 4.24 e na Figura 4.25, são apresentados os resultados obtidos nesta dissertação (Fonseca, 2009), em conjunto com o levantamento realizado por Alves (2007) que compreende os estudos de Evangelista (2007), Matias (2005) e Rosa (2002). Os gráficos expõem a variação da relação entre desgastes por abrasão do betão, com a relação entre massas volúmicas dos agregados (Figura 4.24) e a relação entre absorções de água dos agregados (Figura 4.25). Refira-se que as correlações obtidas por Alves (2007), sem a inclusão dos valores obtidos no presente estudo, se encontram apresentadas no capítulo 2. lbar / lbr y = x + 1 R 2 = Evangelista Matias Rosa Fonseca Linear ( ) y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = mv BAR / mv BR mv BAR / mv BR mv BAR / mv BR Figura 4.24 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre massas volúmicas dos agregados da presente campanha e do levantamento de Alves (2007); sem Matias (ao centro), e sem Rosa (à direita) lbar / lbr y = x + 1 R 2 = Evangelista Matias Rosa Fonseca Linear ( ) y = x + 1 R 2 = y = x + 1 R 2 = ab BAR / ab BR ab BAR / ab BR ab BAR / ab BR - 1 Figura 4.25 Variação da relação entre desgastes por abrasão com a relação entre absorções de água dos agregados da presente campanha e do levantamento de Alves (2007); sem Matias (ao centro), e sem Rosa (à direita) Os novos coeficientes de determinação são, relativamente aos obtidos por Alves (2007), ligeiramente inferiores. Todavia, nas correlações obtidas, ora sem Matias (2005), ora sem Rosa (2002), os coeficientes de determinação são substancialmente menores. Isto sugere alguma dispersão de valores, embora em todos os estudos citados se registe um aumento de resistência ao desgaste por abrasão com o aumento da taxa de incorporação de AGRB. 138

163 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL 4.5 CONCLUSÕES Os resultados obtidos com diversos ensaios realizados nesta campanha experimental possibilitaram uma melhor caracterização dos betões produzidos com AGRB, quer em estado fresco, quer endurecido, bem como avaliar a influência das condições de cura no seu desempenho mecânico. Deste modo, são apresentadas em seguida as conclusões finais estabelecidas, descrevendo- -se sucintamente as justificações encontradas para as mesmas Propriedades dos agregados reciclados de betão Genericamente, os AGRB de betão apresentam como principal diferença o facto de possuírem uma maior porosidade, o que conduz a valores de massa volúmica inferiores, relativamente aos seus homólogos naturais. Tal deve-se à argamassa endurecida que se encontra aderida aos agregados pétreos de origem, que apresenta uma porosidade superior e uma massa volúmica inferior às do AGP. Tal como observado para a massa volúmica e, essencialmente, pelas mesmas razões supracitadas, também a baridade dos AGR é inferior à dos AGP. Relativamente à absorção de água, os AGRB registaram, em termo médios, uma absorção 6 vezes superior, face aos AGP, justificada pela maior absorção de água da pasta endurecida aderida aos primeiros, que se fica a dever não só à elevada porosidade desta última, como também à rugosidade e forma alongada dos AGRB. Relativamente ao índice de forma dos agregados, a disparidade encontrada entre as duas tipologias de agregados ensaiados (os AGRB apresentam um índice de forma aproximadamente 2 vezes superior aos AGP) deve-se ao facto de os AGRB terem sofrido uma trituração diferente (trituração in situ' britadeira de maxilas) da dos seus homólogos naturais (trituração industrial britagem primária e secundária). Acredita-se que, caso as tipologias de agregados tivessem sido submetidas a triturações análogas, os índices de forma seriam praticamente idênticos. Não obstante, a maior rugosidade dos AGRB conduz a melhores ligações entre estes e a matriz cimentícia, o que, em última análise, contribui para um aumento da resistência da mistura. No entanto, o facto de os AGRB exibirem uma maior angulosidade conduz a que os BAGRB apresentem um ângulo de atrito interno superior e, deste modo, uma pior compacidade, comparativamente com os seus homólogos naturais. 139

164 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Quanto ao desgaste de Los Angeles, os AGRB registaram, como esperado, um maior desgaste face aos AGP (na ordem de 45%), devido à menor capacidade resistente da pasta cimentícia aderida aos primeiros. Em relação à evolução de absorção de água dos AGRB, comprovou-se que esta ocorre principalmente nos instantes iniciais, tendo-se registado uma absorção de, aproximadamente, 80% da sua capacidade potencial ao fim de 1 minuto e 90% após 5 minutos de imersão em água. Assim sendo, foi validado o método de adição de uma quantidade extra de água durante a amassadura, de modo a compensar a que será absorvida pelos AGRB, para que a relação a /c efectiva não seja afectada Propriedades dos BAGRB em estado fresco A trabalhabilidade dos BAGRB é, por norma, uma das mais propriedades mais afectadas nos betões com incorporação de AR, pois a maior absorção de água destes últimos, quando não for devidamente prevenida, conduz à redução da relação a /c efectiva. De modo a evitar tal ocorrência, procedeu-se à adição de uma quantidade extra de água durante o período de amassadura, segundo o método proposto por Ferreira (2007). Os resultados obtidos permitem concluir que a trabalhabilidade dos BAGRB se manteve, exceptuando pequenas oscilações, dentro do intervalo pré-estabelecido de 80 ± 10 mm de abaixamento no cone de Abrams, facto considerado essencial para uma comparação válida das restantes propriedades dos betões. Relativamente à massa volúmica do betão fresco, constatou-se, como esperado, que esta diminuía linearmente à medida que a taxa de incorporação de AGRB aumentava, tendo-se obtido uma correlação excelente. Deste modo, concluiu-se que, quanto maior for a diferença de massas volúmicas entre agregados e a taxa de substituição de AGP por AGRB, maior será a diferença de massas volúmicas dos respectivos betões em estado fresco Propriedades dos BAGRB em estado endurecido Os BAGRB registaram um comportamento bastante razoável em termos mecânicos, em especial no que diz respeito à resistência à compressão, onde os resultados obtidos foram equivalentes aos do BR. Contrariamente ao esperado, as variações de resistências à compressão relativas ao BR foram baixas, tendo-se registado um valor máximo de 7.5%, não sendo possível estabelecer nenhuma relação entre a resistência à compressão e a taxa de incorporação de AGRB. As resistências médias à compressão (f cm 7, f cm 28 e f cm 56 ) foram, respectivamente, 42.8, 49.8 e 51.6 MPa e, de uma forma geral, após 7 dias de cura, os betões analisados apresentavam uma 140

165 RESULTADOS DA CAMPANHA EXPERIMENTAL resistência à compressão superior a 80% da sua resistência final e acima de 95% aos 28 dias de cura. Relativamente à influência das diferentes condições de cura, concluiu-se que estas não afectam de maneira distinta BR e BAGRB, tendo-se registado uma uniformidade bastante elevada entre valores de resistência à compressão. Admite-se que os AGRB possuam propriedades próximas das da matriz cimentícia do betão, pelo que a rotura dos mesmos não será factor condicionante da resistência última do betão. Tal, somado ao facto de se estabelecerem melhores ligações entre a matriz cimentícia e os AGRB, devido à sua maior rugosidade e elevada porosidade, que terão deste modo compensado a menor resistência intrínseca, justificará a homogeneidade de valores registada. Quanto à resistência à tracção por compressão diametral, concluiu-se que esta propriedade diminui com a taxa de incorporação de AGRB. Porém, não foi possível estabelecer uma boa correlação entre estas duas variáveis. Em relação à influência das condições de cura, registou- -se um declínio evidente no ambiente OEC, pelo que se conclui que este tipo de cura afecta os BAGRB de forma mais acentuada e negativa. Os restantes ambientes apresentam tendências semelhantes entre os BR e os BAGRB, pelo que os resultados obtidos não sugerem que estes ambientes influenciem, de forma positiva ou negativa, a resistência à tracção dos betões produzidos. Relativamente ao módulo de elasticidade, os resultados aferidos são peremptórios quanto à sua redução com o aumento da taxa de substituição de AGP por AGRB, sendo que as linhas de tendência obtidas para os diferentes tipos de cura apresentam praticamente o mesmo declive (à excepção do ambiente LCC). Deste modo, conclui-se que os ambientes OEC, WCC e WIC influenciam de igual modo as diferentes tipologias de betão produzidas. Quanto ao ambiente LCC, embora a tendência obtida seja ligeiramente diferente das restantes, não é possível retirar qualquer conclusão clara. De referir que o ambiente LCC foi o que registou os valores mínimos de módulo de elasticidade, em todas as tipologias de betão, facto que se deve aos baixos teores de humidade relativa registados neste ambiente, e que terão conduzido a uma hidratação mais deficiente da pasta de cimento e ligações mais fracas entre esta e os agregados, assim como a uma menor compacidade. A variação de resistência ao desgaste por abrasão, com a taxa de incorporação de AGRB, apresenta uma lei de variação errática, não sendo possível estabelecer uma correlação clara entre estas duas variáveis. Não obstante, verificou-se que todos os provetes de tipologia B100 apresentavam um valor de desgaste inferior aos restantes, o que sugere um melhor comportamento dos BAGRB, relativamente a esta propriedade. Tal dever-se-á a se estabelecem melhores ligações entre a pasta de cimento e os AGRB, comparativamente aos AGP, devido à maior porosidade dos primeiros. Quanto à influência das diferentes condições de cura na resistência ao desgaste por abrasão, não foi possível concluir explicitamente se algum dos ambientes influencia de forma distinta os BAGRB e os BR. Contudo, é de sublinhar que os desvios entre tipologias e ambientes de cura são mínimos. 141

166 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 142

167 CONCLUSÕES E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS 5 CONCLUSÕES E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS 5.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS A crescente consciencialização ambiental da população mundial conduziu a que se percebesse que o elevado consumo de recursos naturais, induzido pela actividade humana, não é, neste momento, sustentável. Mais especificamente, a indústria da construção é uma actividade que não só consume grande parte destes recursos, como o depósito e tratamento dos resíduos inerentes aos seus processos acarretam graves consequências ambientais e económicas. Torna-se, então, imprescindível combater esta situação, procurando soluções que proporcionem o reaproveitamento e reciclagem de produtos originados pela construção e demolição. Uma das soluções será o recurso a AR na produção de betões, preferencialmente através da produção de betões estruturais, maximizando as potencialidades dos materiais e evitando o comum processo de downcycling na reciclagem de resíduos. Como se constatou nesta dissertação, os AGRB têm um elevado potencial de utilização como agregados grossos na produção de betão estrutural. Contudo, para que a utilização de AR na produção de betões estruturais se dissemine amplamente na indústria da construção, é necessário compreender, à priori, as propriedades dos BAR, as suas primazias e vicissitudes, bem como as condições de utilização. Posto isto, foi no sentido de contribuir para o aprofundamento do conhecimento das propriedades dos BAR que decorreu a presente investigação, que teve como objectivo a avaliação da influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB. 5.2 CONCLUSÕES GERAIS Com a realização do levantamento do state of the art, ficou patente a inexistência de informação e investigação, no que se refere à influência das condições de cura no desempenho mecânico (e também ao nível de durabilidade) de BAR. Com base neste pressuposto, desenvolveu-se a presente dissertação, com o intuito de ajudar a preencher essa lacuna de conhecimento. No que diz respeito à trabalhabilidade dos betões, não se registou qualquer tendência para menores abaixamentos por parte dos BAGRB, já que a relação a/c foi calibrada para que tal não acontecesse. Já quanto à massa volúmica em estado fresco, registou-se uma diminuição desta com o aumento da taxa de incorporação de AGRB, facto este que se deve à menor massa volúmica dos AGRB, comparativamente com os AGP. 143

168 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB Relativamente à resistência à compressão, os resultados obtidos para os BAGRB foram equivalentes aos do BR, não se registando nenhuma quebra de resistência com a evolução da taxa de substituição de AGP por AGRB. Consequentemente, concluiu-se que as condições de cura, relativamente a esta propriedade, não afectam de forma distinta os BAGRB e os BR. Quanto à resistência à tracção, registou-se uma diminuição da mesma com o aumento da incorporação de AGRB. Contudo, as correlações obtidas nem sempre foram as melhores. O ambiente OEC registou quebras de resistência do BAGRB mais acentuadas, comparativamente às restantes condições de cura, atingido uma variação máxima de 38% para a tipologia B100. Nos restantes ambientes, a variação máxima registada foi de 17%, pelo que se concluiu que apenas o ambiente OEC afecta de forma acentuada e negativa os BAGRB. No que se refere ao módulo de elasticidade, todas condições de cura apresentaram um decaimento desta propriedade, com o aumento da taxa de substituição de AGP por AGRB. À excepção do ambiente LCC, todas as restantes condições de cura registaram leis de variação, entre o módulo de elasticidade e a incorporação de AGRB, iguais. Embora exista uma pequena variabilidade na tendência da tipologia LCC, concluiu-se que as condições de cura afectam de forma aproximadamente igual os BAGRB e os BR. No que concerne à resistência à abrasão, não foi possível estabelecer uma correlação clara entre esta propriedade e a percentagem de incorporação de AGRB, devido à variação errática dos resultados. É no entanto de se referir que todos os provetes da tipologia B100 apresentaram valores de resistência ao desgaste superiores aos restantes, tal como apontado pela bibliografia consultada. No que diz respeito à influência das condições de cura, não foi possível retirar nenhuma conclusão clara. Não obstante, os valores registados demonstram um desempenho dos BAGRB comparável ao dos BR. De uma forma geral, o betão com incorporação de agregados grossos reciclados de betão é um material viável e com uma enorme potencialidade de utilização na indústria da construção, mesmo para uma aplicação de carácter estrutural. O seu comportamento mecânico é aceitável, indiferentemente da taxa de substituição empregue, apresentando, inclusivamente, resistências à compressão equiparáveis às do betão convencional. Relativamente às condições de cura, estas não parecem influenciar de forma distinta a resposta mecânica de BR e de BAGRB, à excepção de um pequena nuance no que concerne à resistência à tracção e, eventualmente, ao módulo de elasticidade. 144

169 CONCLUSÕES E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS 5.3 PROPOSTAS DE DESENVOLVIMENTO FUTURO A concretização do presente trabalho de investigação, permitiu aprofundar o conhecimento das propriedades dos AGRB e dos BAGRB e esclarecer as dúvidas existentes, no que diz respeito à influência das condições de cura no desempenho mecânico dos BAGRB. Assim sendo, espera-se que o estudo desenvolvido possa contribuir para o desenvolvimento da indústria de reciclagem de agregados provenientes dos RCD, com especial ênfase no que concerne à incorporação de AGRB. Porém, após o término desta investigação, subsistem ainda algumas questões a serem esclarecidas e propriedades a avaliar, sendo que a presente dissertação apenas fará sentido caso seja secundada por investigações futuras que visem determinar com maior precisão as diferenças de desempenho dos BAGRB face aos BR e permitam estabelecer a viabilidade técnica do uso de AGRB em novos betões. Neste sentido, julga-se interessante desenvolver, futuramente, os seguintes temas: avaliar a influência de condições de cura mais secas e de temperaturas mais elevadas, no desempenho em termos mecânicos e de durabilidade de BAGRB; análise da resistência dos BAGRB a condições extremas, tais como fogo e ciclos de gelo-degelo; avaliação das propriedades de betões de elevado desempenho, com incorporação de AGRB; investigação das propriedades de BAGRB produzidos com recurso a AGRB obtidos junto da indústria de construção e provenientes de resíduos de demolição de estruturas de betão, após a sua vida útil; avaliação dos AGRB obtidos, em função da sua localização na peça estrutural original e sua influência nas propriedades dos BAGRB; comparação dos resultados obtidos com AGRB provenientes de resíduos de demolição, com os produzidos em ambiente de laboratório; análise do comportamento mecânico, em estados limite de serviço e estados limite últimos, de elementos estruturais compostos por BAR (e.g. lajes, vigas, pilares). 145

170 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB 146

171 BIBLIOGRAFIA 6 BIBLIOGRAFIA LIVROS / TEXTOS / DISSERTAÇÕES ALVES, F. (2007) Betões com agregados reciclados: Levantamento do state-of-the-art experimental nacional. Dissertação de Mestrado Integrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa. ANGULO, S. (1998) Produção de concretos de agregados reciclados. Trabalho final de curso, Universidade Estadual Londrina, Brasil. ANGULO, S. (2000) Variabilidade de agregados graúdos de resíduos de construção e demolição reciclados. Dissertação de Mestrado em Engenharia, Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, São Paulo. ANGULO, S. (2005) Caracterização de agregados de resíduos de construção e demolição reciclados e a influência de suas características no comportamento de concretos. Tese de Doutoramento em Engenharia, Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, São Paulo. BALÁZS, G.; KAUSAY, T.; SIMON, T. (2005) Technical Guideline for the production and utilisation of concrete out of recycled aggregates in Hungary. Hungarian Group of fib, Budapest. BARRA, M. (1996) Estúdio de la durabilidad del hormigón de árido reciclado en sua aplicación como hormigón armado. Tese de Doutoramento, Universidade Politécnica da Catalunha, Barcelona. BARRA, M.; VASQUEZ, E. (1998) Properties of concrete with recycled aggregates: Influence of properties of the aggregates and their interpretation. Use of recycled concrete aggregate, International symposium on sustainable construction, London, pp BÁRRIA, I. (2006) Resíduos de construção e demolição: Focos de degradação ambiental. Engenharia e Vida, n.º 25, Lisboa, pp BRITO, J. (2005) Agregados reciclados e a sua influência nas propriedades dos betões. Lição de síntese para provas de agregação em Engenharia Civil, Lisboa. BRITO, J.; SANTOS, J.; GONÇALVES, A.; BRANCO, F. (2003) Determinação das características resistentes de betões produzidos com agregados grossos reciclados. Mecânica Experimental, n.º 9, APAET, Lisboa. 147

172 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB BUYLE-BODIN, F.; HADJIEVA-ZAHARIEVA, R. (2002) Influence of industrially produced recycled aggregates on flow properties of concrete. Materials and Structures, vol. 35, n.º 35, pp CARRIJO, P. (2005) Análise da influência da massa específica de agregados graúdos provenientes de resíduos de construção e demolição no desempenho mecânico do concreto. Tese de Mestrado em Engenharia de Construção Civil e Urbana, Universidade de São Paulo, São Paulo. COUTINHO, A. (1988) Fabrico e propriedades do betão. Vol. I, II e III, LNEC, Lisboa. DHIR, R.; HEWLETT, P.; CHAN, Y. (1991) Near-surface characteristics of concrete: Abrasion resistance. Materials and Structures, vol. 24, n.º 2, Springer Netherlands, pp DI NIRO, G.; DOLARA, E.; CAIRNS, R. (1998) Properties of hardened concrete RAC for structural purposes in sustainable construction: Use of recycled concrete aggregates. Thomas Telford, London, pp EVANGELISTA, L. (2007) Desempenho de betões executados com agregados finos reciclados de betão. Dissertação de Mestrado em Construção, Instituto Superior Técnico, Lisboa. FERREIRA, L. (2007) Betões estruturais com incorporação de agregados grossos reciclados de betão: Influência da pré-saturação. Dissertação de Mestrado Integrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa. FIGUEIREDO, F. (2005) Gestão integrada dos resíduos de construção e demolição, FEUP, Porto. GOMES, M. (2007) Betões estruturais com incorporação de agregados reciclados de betão e cerâmicos com reboco. Dissertação de Mestrado em Construção, Instituto Superior Técnico, Lisboa. GONÇALVES, A.; BRITO, J.; SANTOS, J.; BRANCO, F. (2001) Resistência à compressão de betões produzidos com agregados grossos reciclados de betão. Construção 2001, IST, Lisboa, pp HANSEN, T. (1992) Recycling of demolished concrete and masonry. Report of technical committee 37-DRC, Demolition and Reuse of Concrete, Taylor & Francis, London. 148

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174 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB MARSH, B. K.; ALI, M. A. (1994) Assessment of the effectiveness of curing on the durability of reinforced concrete. International conference on the durability of concrete ACI SP-145, pp MATIAS, D.; BRITO, J. (2004) Influência da forma dos agregados grossos reciclados de betão na trabalhabilidade e resistência de betões. Betão Estrutural 2004, FEUP, Porto, pp MATIAS, D.; BRITO, J. (2005) Betão com agregados grossos reciclados de betão e recurso a adjuvantes. Relatório ICIST DCT n.º 3/05, Instituto Superior Técnico, Lisboa. MELLMAN, G.; MEINHOLD, U.; MAULTZSCH, M. (1999) Processed concrete rubble for the reuse as aggregates. Exploiting wastes in concrete: Proceedings of the international seminar held at the University of Dundee, Thomas Telford, Scotland, pp MOVASSAGHI, R. (2006) Durability of reinforced concrete incorporating recycled concrete as aggregate (RCA). Master of Applied Science in Mechanical Engineering Research Thesis, University of Waterloo, Ontario, Canada. MÜELLER, A.; WINKLER, A. (1999) Characteristics of processed concrete rubble. Exploiting wastes in concrete: Proceedings of the international seminar held at the University of Dundee, Thomas Telford, Scotland. MYERS, J. (1999) How to achieve a higher modulus of elasticity. HPC Bridge Views, issue n.º 5, September-October. MYERS, J.; RAMÓN, C. (1998) Production and quality control of high performance concrete in Texas bridge structures. Report number 9-580/589-1, Texas Department of Transportation, University of Texas, Austin. NEALEN, A.; RÜHL, M. (1997) Consistency aspects in the production of concrete using aggregates from recycled demolition material. Darmstadt Concrete, n.º 12, TU Darmstadt. NEPOMUCENO, M. (1999) Estudo da composição de betões: Provas de aptidão pedagógica e capacidade científica. Universidade da Beira Interior, Covilhã. NEVILLE, A. (1981) Properties of concrete. Pitman International Text, London. 150

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176 Influência das condições de cura no desempenho mecânico de BAGRB SATO, S.; MASUDA, M. Y.; NAKAMURA, M. S.; KAGE, M. T. (2002) A study on the influence of moisture curing on strength development of concrete. Innovation and developments in concrete materials and construction: Proceedings of the international conference held at the University of Dundee, Thomas Telford, Scotland, pp SOBERÓN, J. (2002) - Porosity of recycled concrete with substitution of recycled concrete aggregate, an experimental study. Cement and Concrete Research, n.º 32, México, pp TIA, M.; LIU, Y.; BROWN, D. (2005) Modulus of elasticity, creep and shrinkage of concrete. Final report, Department of Civil & Coastal Engineering, College of Engineering, University of Florida, Gainesville, Florida. ZHANG, J.; CUSSON, D.; MONTEIRO, P.; HARVEY, J. (2008) New perspectives on maturity method and approach for high performance concrete applications. Cement and Concrete Research, n.º 38, pp NORMAS / ESPECIFICAÇÕES DE ENSAIOS ACI (2005) Specifications for structural concrete. American Concrete Institute, November, ACI 308R-01 (2001) Guide to curing concrete. Reported by ACI committee 308, American Concrete Institute, August, DIN (2002) Testing of inorganic non-metallic materials: Wear test with the grinding wheel according to Böhme. JIS A 5021 (2005) Recycled aggregate for concrete class H. Japanese Standards Association, March, LNEC E-237 (1970) Agregados: Ensaio de desgaste pela máquina de Los Angeles. LNEC E 397 (1993) Betões: Determinação do módulo de elasticidade em compressão. NP EN (2005) Betão: Especificação, desempenho, produção e conformidade. 152

177 BIBLIOGRAFIA NP EN (2000) Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: Análise granulométrica. Método de peneiração NP EN (1999) Ensaios para a determinação das características geométricas dos agregados: Determinação da distribuição granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão nominal das aberturas. NP EN (2002) Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 4: Determinação da forma das partículas. Índice de forma. NP EN (2000) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Método para determinação da massa volúmica e dos vazios. NP EN (2002) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 5: Determinação do teor de humidade por secagem em estufa ventilada. NP EN (2003) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação da massa volúmica e da absorção de água. NP EN (2002) Ensaios do betão fresco: Amostragem. NP EN (2002) Ensaios do betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento. NP EN (2002) Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica. NP EN (2003) Ensaios do betão endurecido. Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o ensaio de provetes e para os moldes. NP EN (2003) Ensaios do betão endurecido. Parte 2: Execução e cura dos provetes de ensaio de resistência mecânica. NP EN (2003) Ensaios do betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio. NP EN (2003) Ensaios do betão endurecido. Parte 4: Resistência à compressão. Características das máquinas de ensaio. NP EN (2003) Ensaios ao betão endurecido. Parte 6: Resistência à tracção por compressão dos provetes. 153

178 ANEXO A ESTUDO DA COMPOSIÇÃO DO BO C30/37, UNIBETÃO

179 ANEXO B REGISTO DE TEMPERATURA E HUMIDADE (AMBIENTE OEC) INÍCIO: 12 / FEVEREIRO / 2008 FIM: 30 / MAIO / 2008

180 ANEXO C ANÁLISE GRANULOMÉTRICA E MASSA VOLÚMICA DOS AGREGADOS NATURAIS AREIA FINA /// AREIA GROSSA /// BAGO DE ARROZ /// BRITA 1 /// BRITA 2 AGREGADOS E DADOS FORNECIDOS PELA UNIBETÂO

181 ANEXO D MASSA VOLÚMICA E ABSORÇÃO DE ÁGUA

182 ANEXO E MASSA VOLÚMICA APARENTE

183 ANEXO F DESGASTE DE LOS ANGELES

184 ANEXO G TEOR DE HUMIDADE

185 ANEXO H ÍNDICE DE FORMA

186 ANEXO I EVOLUÇÃO DA ABSORÇÃO DE ÁGUA DOS AGRB

187 ANEXO J ABAIXAMENTO E MASSA VOLÚMICA DO BETÃO EM ESTADO FRESCO

188 ANEXO K RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO

189 ANEXO L RESISTÊNCIA À TRACÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL

190 ANEXO M MÓDULO DE ELASTICIDADE

191 ANEXO N RESISTÊNCIA À ABRASÃO

192

193 ANEXO A Estudo da composição do BO C30/37, Unibetão A.1

194

195 FEVEREIRO ANEXO B Registo de temperatura e humidade (ambiente OEC) B Temperatura (ºC) e humidade (%) Temperatura Humidade

196 MARÇO ANEXO B Registo de temperatura e humidade (ambiente OEC) B Temperatura Humidade Temperatura (ºC) e humidade (%)

197 ABRIL ANEXO B Registo de temperatura e humidade (ambiente OEC) B Temperatura Humidade Temperatura (ºC) e humidade (%)

198 MAIO ANEXO B Registo de temperatura e humidade (ambiente OEC) B Temperatura Humidade Temperatura (ºC) e humidade (%)

199 ANEXO C Análise granulométrica e massa volúmica dos AGP, Unibetão C.1

200 ANEXO C Análise granulométrica e massa volúmica dos AGP, Unibetão C.2

201 ANEXO C Análise granulométrica e massa volúmica dos AGP, Unibetão C.3

202 ANEXO C Análise granulométrica e massa volúmica dos AGP, Unibetão C.4

203 ANEXO C Análise granulométrica e massa volúmica dos AGP, Unibetão C.5