Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore

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1 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Manuel Pedro de Melo Parente Monteiro Sardinha Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito Presidente: Orientador: Júri Prof. Dr. Fernando Manuel Fernandes Simões Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito Vogal: Prof. Dr. Rui Duarte Neves Outubro 2014

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3 Resumo De forma a satisfazer as suas necessidades, o Homem tende a explorar os recursos naturais existentes no mundo de uma forma exaustiva e por vezes exagerada. Esta sobreexploração de recursos em muito se deve ao aumento populacional, à investigação tecnológica, à industrialização e à tentativa de melhoria da qualidade de vida. Como consequência, surge a noção de sustentabilidade, que consiste no equilíbrio entre o consumo e a manutenção da qualidade de vida para gerações futuras. No que se refere à indústria da extracção de rochas ornamentais, esta representa uma grande fonte de desperdícios, tendo Costa (1991) referido que, na extracção do mármore, os resíduos produzidos representam cerca de 80% do volume de pedra trabalhada. Por outro lado, e segundo a Comissão Europeia [CE (2010)], a extracção de minerais de construção é o maior subsector da indústria de extracção não energética na União Europeia. Desta forma, a presente dissertação vem analisar a viabilidade da utilização dos resíduos gerados pela indústria da extracção do mármore em betões estruturais, substituindo o cimento presente neste por lamas de corte de mármore, tentando também reduzir a necessidade de recursos naturais e consumo energético existente na produção de betão. É também avaliada a eficiência de dois tipos de adjuvantes do tipo plastificante em conjunto com a incorporação de lamas de corte de mármore. Na presente dissertação, foram produzidas três famílias de betões para posteriormente serem avaliadas em termos de durabilidade: uma sem adição de adjuvantes, outra com adição de um plastificante corrente e uma última com incorporação de um superplastificante de alto desempenho. Em cada uma das famílias, foram definidas quatro taxas de substituição de cimento por lamas de corte de mármore, com valores de 0, 5, 10 e 20% em volume de cimento. No decorrer da campanha experimental, foram analisadas as propriedades dos agregados naturais, nomeadamente em relação à absorção de água e massa volúmica, granulometria, baridade e volume de vazios e índice de forma. Já no caso das lamas de corte de mármore, estas foram sujeitas aos ensaios de análise granulométrica, superfície específica de Blaine, massa volúmica e composição química e mineralógica. Os betões produzidos foram ensaiados no estado fresco, avaliando a sua trabalhabilidade e massa volúmica, e no estado endurecido, em termos de resistência à compressão, absorção de água por capilaridade e por imersão, resistência à penetração de cloretos e à carbonatação e retracção. Com a presente investigação, concluiu-se que a substituição de cimento por lamas de corte de mármore diminui, em geral, o desempenho em termos de durabilidade dos betões, ainda que, para as taxas de substituição de 5 e 10% essa perda de capacidades são seja significativa. Por outro lado, a adição dos adjuvantes do tipo plastificante proporcionou melhorias nas propriedades nos betões produzidos, sem que, em geral, a presença das lamas de corte de mármore diminuíssem a sua eficiência. O superplastificante de alto desempenho mostrou-se o mais capaz para colmatar esta perda de capacidade, sendo que, na presença deste, a substituição de 20% de cimento não apresenta variações significativas nas propriedades do betão em relação ao betão de referência sem adjuvantes. Palavras-chave: Resíduos da indústria de extracção do mármore; lamas de corte de mármore; desempenho em termos de durabilidade de betões, superplastificantes. i

4 Abstract In order to meet its needs, Humanity has been exploring the world s natural resources in an exhaustive and sometimes exaggerated way. This over exploration of resources is due to many factors, such as population growth, technological innovations, industrialization and the need to obtain a better life quality. As a consequence, the notion of sustainability emerges, defined as a balance between the consumption and the assurance of a good life quality for future generations. Regarding consumption, the ornamental rocks extraction industry represents a great waste source. Particularly, Costa (1991) says that, in the marble extraction industry, the production of waste material can be as high as 80% of the final extracted rock. On the other side, and according to the European Commission [CE (2010)], the construction minerals extraction is the biggest subsector in the non-energetic extraction industry. Therefore, this work tries to evaluate the implications of replacing cement in concrete by waste slurry generated by marble stones cutting. Anticipating some properties loss, the use of superplasticizers and its benefits together with this type of waste are also evaluated. Three concrete families were produced to be tested for their durability capacity: the first one does not have any superplasticizer in its formulation; the second one contains a current superplasticizer; and in the third a high performance superplasticizer is used. In each concrete family, four substitution ratios were used representing, by cement volume, 0%, 5%, 10% and 20% of cement replacement by marble slurry. During the experimental campaign, the aggregates were characterized by water absorption and particle density test, sieve analysis, loose bulk density and voids test, Los Angeles test and shape index. The tests performed to characterize the marble slurry were sieve analysis, Blaine s specific surface, particles density and mineralogical and chemical compositions. The mixes produced were submitted to workability and bulk density tests in the fresh state. In the hardened state, compressive strength, water absorption by capillarity and immersion, carbonation, chloride penetration and shrinkage were assessed. As a result of this investigation, the tests performed showed that the durability characteristics of concrete get worse as its cement is replaced by marble slurry. However, for the 5 and 10% substitution ratios, these losses were not significant. The superplasticizers incorporation was beneficial to concrete s performance. Particularly, the high performance superplasticizer led to similar results in the 20% cement replacement concrete and the reference concrete without adjuvants. Therefore, the use of this superplasticizer can be highly useful to obtain adequate concrete when cement is replaced by marble slurry. Key-words: Marble extraction industry s waste; marble slurry; concrete durability; superplasticizers. ii

5 Agradecimentos A presente dissertação é o resultado de um ano de trabalho no qual houve momentos de dificuldade e vários obstáculos que, sem a ajuda das pessoas e entidades referidas de seguida, dificilmente teriam sido ultrapassados. Reservo portanto este espaço para expressar o meu agradecimento pela preciosa colaboração e apoio que me foi prestado. Ao Professor Doutor Jorge de Brito, orientador científico da presente dissertação, agradeço toda a dedicação, disponibilidade, experiência, rigor e simpatia demonstradas, que contribuíram de forma imensurável para o desenvolvimento deste trabalho. Quero também expressar-lhe a minha gratidão pela importante contribuição no complemento da minha formação académica e pessoal. Aos meus pais, irmão e família, pelo incentivo, preocupação, esforço e entusiasmo que me motivaram para superar as dificuldades sentidas, apoiando sempre as minhas decisões e ajudando em todos os momentos da minha vida. Em especial ao meu pai, pela revisão atenta da presente dissertação. Aos colegas do IST, Jorge Pontes, Diogo Pedro e Sofia Real e aos técnicos do Laboratório de Construção do IST, em particular aos senhores Leonel Silva, João Lopes e Pedro Costa, pela ajuda e paciência demonstrados ao longo de todo o trabalho experimental. Ao meu colega e amigo Ricardo Rodrigues, pelo espírito de camaradagem demonstrado e apoio ao longo de todo o desenvolvimento da presente dissertação. Às empresas Grupo Soarvamil, Cimpor, Sika, Solubema e Secil, pela cedência dos materiais necessários para a realização deste estudo. Aos Engenheiros Diogo Costa da Silva e Filipe Gameiro pela ajuda no trabalho realizado e apoio durante todo o meu percurso académico. Aos meus amigos Rui Sousa Braga, Diogo Bernardo, Luís Campos, Jorge Matias, Vasco Neves, David Lourenço, Tomás Costa, João Barroso, João Carvalho, Ricardo Nogueira, Marta Carrilho, Patrícia Nobre, Inês Figueiredo, Inês Lage, Francisco Martinho, Diogo Rego, Carlos Lagareiro, Ana Silvestre, Ricardo Costa, João Zanatti, Eduardo Fangueiro, Paulo Capelão, David Stiehl, Marta Marques, Andreia Reis e, em especial, Teresa Lima, pelo apoio durante o decorrer do meu percurso académico e pela disponibilidade e amizade demonstradas em qualquer momento. Por fim, a todos aqueles que, directa ou indirectamente, contribuíram para o sucesso durante a minha vida académica. iii

6 Índice geral Resumo... i Abstract... ii Agradecimentos... iii Índice de figuras... vii Índice de tabelas... x Acrónimos... xii 1. Introdução Considerações gerais Objectivos e justificação da dissertação Metodologia e estrutura da dissertação Estado da Arte Processo extractivo do mármore Adições minerais na produção de betão Propriedades das lamas de corte de mármore Propriedades dos betões com agregados de mármore e com agregados muito finos de outras naturezas Trabalhabilidade Massa volúmica Absorção de água por capilaridade Absorção de água por imersão Resistência à carbonatação Resistência à penetração de cloretos Retracção Propriedades de adjuvantes do tipo plastificantes Utilização em betões Outras aplicações das lamas de corte de mármore Conclusões Campanha experimental Introdução Planificação das fases da campanha experimental Primeira fase experimental Segunda fase experimental iv

7 Terceira fase experimental Formulação do betão de referência Produção dos betões Processo de amassadura Ensaios aos agregados Introdução Análise granulométrica Índice de forma Desgaste de Los Angeles Absorção de água e massa volúmica Baridade e volume de vazios Ensaios ao betão em estado fresco Introdução Abaixamento do cone de Abrams Massa volúmica Ensaios ao betão no estado endurecido Introdução Resistência à compressão Retracção Absorção de água por capilaridade Absorção de água por imersão Resistência à carbonatação Resistência à penetração de cloretos Resultados experimentais Introdução Ensaios aos agregados Ensaios aos agregados naturais Ensaios às lamas de corte de mármore Ensaios ao betão no estado fresco Abaixamento do cone de Abrams Massa volúmica no estado fresco Ensaios ao betão no estado endurecido Resistência à compressão Absorção de água por capilaridade Absorção de água por imersão v

8 Resistência à penetração de cloretos Resistência à carbonatação Retracção Conclusões Propriedades das lamas de corte de mármore Propriedades do betão no estado fresco Propriedades do betão no estado endurecido Conclusões Considerações finais Conclusões gerais Propriedades das lamas de corte de mármore Propriedades do betão no estado fresco Propriedades no estado endurecido Propostas de desenvolvimentos futuros Referências bibliográficas Anexo A - Formulação do betão de referência Anexo B - Fichas técnicas dos plastificantes Anexo C - Ficha técnica do cimento Anexo D - Fichas técnicas dos agregados naturais Anexo E - Absorção de água e massa volúmica Anexo F - Baridade e volume de vazios Anexo G - Desgaste de Los Angeles Anexo H - Índice de forma Anexo I - Boletim de ensaio às lamas de corte de mármore Anexo J - Abaixamento e massa volúmica do betão no estado fresco Anexo K - Resistência à compressão Anexo L - Absorção de água por capilaridade Anexo M - Absorção de água por imersão Anexo N - Resistência à penetração de cloretos Anexo O - Resistência à carbonatação Anexo P - Retracção vi

9 Índice de figuras Figura Corte de uma rocha de mármore com recurso a fio adiamantado e aterro das lamas de corte de mármore... 3 Figura Conjunto de betões a serem estudados ao longo da campanha experimental... 4 Figura Curva granulométrica do material recolhido por Almeida (2004) Figura Relação entre a trabalhabilidade e a substituição de AN por ARM (S-areias, G- grossos, M-ambos) Figura Abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de substituição de AN por agregados grossos de mármore Figura Resultados do ensaio de abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de substituição de AN por ARM Figura Relação entre a massa volúmica do betão e as taxas de substituição de AN por ARM Figura Taxa de absorção de água por capilaridade em função da adição de resíduos de corte de granito Figura Porosidade efectiva em função do teor de adição de resíduos de corte de granito. 16 Figura Absorção de água por imersão de betões com AN finos substituídos por ARM Figura Resultados da absorção de água por imersão em função da taxa de incorporação de resíduos de corte de granito Figura Absorção de água por imersão em função da taxa de substituição de agregados finos por pó de calcário Figura Profundidade de carbonatação, em função do tempo, para substituições de AN de calcário por ARM Figura Profundidade de carbonatação para diferentes taxas de substituição de AN finos de calcário por ARM Figura Profundidade de carbonatação em relação à taxa de adição de dry sludge Figura Profundidade de carbonatação em relação à substituição de cimento por cinza volante Figura Coeficiente de difusão dos cloretos médio em função da taxa de substituição de AN por ARM Figura Comparação dos resultados obtidos por Gameiro e André para a resistência à penetração de cloretos Figura Retracção média aos 91 dias em função da taxa de substituição dos AN por ARM Figura Retracção em função da taxa de substituição de agregados finos por pó de calcário Figura Retracção em função da taxa de substituição de cimento por cinza volante Figura Influência de adjuvantes do tipo plastificante em função da dosagem de cimento e da correcção da trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão Figura Influência dos superplastificantes em função da dosagem de cimento e da correcção da trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão Figura Resistência à compressão em relação à adição de superplastificante e/ou substituição de cimento por fíler vii

10 Figura Massa volúmica em relação à adição de superplastificante e/ou substituição de cimento por fíler Figura Retracção em função da adição de fíler de calcário de betões auto-compactaveis com 300 kg/m 3 de cimento (esquerda) e com 350 kg/m 3 (direita) Figura Colocação do betão do carrinho de mão após o processo de amassadura Figura Estufa ventilada a 110 ± 5 C (esquerda) e peneirador mecânico (direita) Figura Máquina de desgaste de Los Angeles Figura Base rasa metálica, funil de enchimento, molde troncocónico, varão de compactação e régua graduada Figura Medição do ensaio de abaixamento do cone de Abrams Figura Tipos de abaixamentos válidos Figura Balde cilíndrico metálico Figura Prensa hidráulica de 4 colunas Figura utilizado para o ensaio da retracção com as pastilhas metálicas imobilizadas pelo betume polimérico Figura Estufa ventilada a 60 ± 5 C Figura Balança de precisão ± 0,05% da massa a utilizar e balança hidrostática Figura s totalmente imersos para o ensaio de absorção de água por imersão Figura s do ensaio de carbonatação após aplicação da solução de fenolftaleína e paquímetro Figura s utilizados no ensaio de resistência à penetração de cloretos após a aplicação da solução de nitrato de prata Figura Curva granulométrica da brita Figura Curva granulométrica da brita Figura Curva granulométrica do bago de arroz Figura Curva granulométrica da areia Figura Curva granulométrica da areia Figura Análise mineralógica por difratometria de raios X às LCM (M - Mica; Q - Quartzo; C - Calcite; D - Dolomite) Figura Abaixamento do cone de Abrams para os vários betões Figura Relação a/l dos betões estudados Figura Massa volúmica no estado fresco em relação à taxa de substituição para as várias famílias de betões Figura Resistência à compressão dos betões da família B0 aos 7, 28 e 56 dias de idade. 81 Figura Resistência à compressão dos betões da família B1 aos 7, 28 e 56 dias de idade. 81 Figura Resistência à compressão dos betões da família B2 aos 7, 28 e 56 dias de idade. 82 Figura Diferença relativa da resistência à compressão entre os betões com incorporação de adjuvantes face ao betão sem adjuvantes Figura Absorção de água por capilaridade às 72 horas nos vários betões Figura Altura de água por ascensão capilar às 72 horas nos vários betões Figura Relação entre a água absorvida por capilaridade às 72 horas e a resistência à compressão aos 28 dias Figura Absorção de água por imersão para os vários betões produzidos Figura Relação entre a absorção de água por imersão e a resistência à compressão aos 28 dias viii

11 Figura Relação entre a absorção de água por imersão e absorção de água por capilaridade às 72 horas Figura Coeficiente de difusão de cloretos aos 28 dias para os vários betões Figura Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias para os vários betões Figura Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28 dias Figura Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água por capilaridade às 72 horas Figura Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água por imersão Figura Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões Figura Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões Figura Profundidade de carbonatação da família B0 em função da raiz quadrada do tempo de ensaio e respectivos coeficientes de carbonatação Figura Profundidade de carbonatação da família B1 em função da raiz quadrada do tempo de ensaio e respectivos coeficientes de carbonatação Figura Profundidade de carbonatação da família B2 em função da raiz quadrada do tempo de ensaio e respectivos coeficientes de carbonatação Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28 dias Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água por capilaridade às 72 horas Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água por imersão Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias Figura Retracção ao longo dos 91 dias dos betões sem adição de adjuvantes Figura Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP Figura Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP Figura Retracção aos 91 dias segundo as linhas de tendência Figura Relação entre a retracção aos 91 dias com a absorção de água por capilaridade às 72 horas ix

12 Índice de tabelas Tabela Volume da exploração no sector da extracção mineral com fins ligados à construção... 1 Tabela Volume de exploração de vários tipos de rochas ornamentais com fins ligados à construção... 2 Tabela Ensaios e normas utilizadas na caracterização dos agregados Tabela Normas e ensaios realizados às LMC Tabela Ensaios e normas utilizadas para análise do betão no estado fresco Tabela Ensaios e normas utilizadas na análise do betão no estado endurecido Tabela Características gerais e componentes dos betões formulados Tabela Composição dos betões produzidos, por metro cúbico, ao longo da campanha experimental Tabela Massa mínima dos provetes de ensaio Tabela Massa mínima da amostra para o ensaio de índice de forma Tabela Massa mínima dos provetes para o ensaio de absorção de água e massa volúmica 45 Tabela Capacidade mínima de recipientes em função das dimensões máximas dos agregados Tabela Ensaio de análise granulométrica à brita Tabela Ensaio de análise granulométrica à brita Tabela Ensaio de análise granulométrica ao bago de arroz Tabela Ensaio de análise granulométrica à areia Tabela Ensaio de análise granulométrica à areia Tabela Absorção de água e massa volúmica dos vários tipos de agregados Tabela Baridade e volume de vazios dos vários tipos de agregados Tabela Desgaste de Los Angeles para os agregados grossos Tabela Índice de forma dos agregados grossos Tabela Análise química às LCM Tabela Comparação dos resultados obtidos na análise química das LCM com os obtidos por Almeida, Omar et al. e Aruntas et al Tabela Condições de ensaio na análise mineralógica por difratometria de raios X Tabela Massa volúmica e superfície específica de Blaine das LCM e comparação com os resultados obtidos por Almeida, Omar et al., Aruntas et al, e Çelik et al Tabela Análise granulométrica às LCM Tabela Relação a/l e abaixamento do conde de Abrams dos vários betões Tabela Massa volúmica e diferenças relativas dos vários betões Tabela Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 7 dias de idade Tabela Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 28 dias de idade Tabela Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 56 dias de idade Tabela Valores dos coeficientes de correlação das funções de aproximação utilizadas na resistência à compressão Tabela Absorção e altura de água por ascensão capilar nos vários betões às 72 horas Tabela Coeficientes de correlação das regressões utilizadas para relacionar a altura de água por ascensão capilar com a taxa de substituição de cimento por LCM x

13 Tabela Absorção de água por imersão dos vários betões estudados Tabela Coeficiente de difusão de cloretos para os vários betões aos 28 e 91 dias Tabela Coeficientes de correlação registados nos dois tipos de regressão utilizadas para relacionarem o coeficiente de difusão de cloretos com a taxa de substituição de cimento por LCM Tabela Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões Tabela Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões Tabela Coeficiente de carbonatação para os vários tipos de betão Tabela Retração aos 91 dias dos vários betões Tabela Resultados gerais dos ensaios realizados ao longo da campanha experimental Tabela Relação entre os valores obtidos para os betões de cada família com incorporação de 10 e 20% de LCM e o betão de referência sem adição de adjuvantes xi

14 Acrónimos AN - agregados naturais; ARM - Agregados reciclados de mármore; BARM - Betão com agregados reciclados de mármore; BR - Betão de referência; B0,5 - Betão de referência com substituição de 5% do cimento por lamas de corte de mármore e sem adição de plastificante; BR0,10 - Betão de referência com substituição de 10% do cimento por lamas de corte de mármore e sem adição de plastificante; BR0,20 - Betão de referência com substituição de 20% do cimento por lamas de corte de mármore e sem adição de plastificante; BR1 - Betão de referência sem adição de lamas de corte de mármore e com adição de plastificante corrente; B1,5 - Betão de referência com substituição de 5% do cimento por lamas de corte de mármore e com adição de plastificante corrente; B1,10 - Betão de referência com substituição de 10% do cimento por lamas de corte de mármore e com adição de plastificante corrente; B1,20 - Betão de referência com substituição de 20% do cimento por lamas de corte de mármore e com adição de plastificante corrente; BR2 - Betão de referência sem adição de lamas de corte mármore e com adição de superplastificante de última geração; B2,5 - Betão de referência com substituição de 5% do cimento por lamas de corte de mármore e com adição de superplastificante de alto desempenho; B2,10 - Betão de referência com substituição de 10% do cimento por lamas de corte de mármore e com adição de superplastificante de alto desempenho; B2,20 - Betão de referência com substituição de 20% do cimento por lamas de corte de mármore e com adição de superplastificante de alto desempenho; CE - Comissão Europeia; DGEG - Direcção Geral de Energia e Geologia; Família B0 - família de betões produzidos sem adição de adjuvantes; Família B1 - família de betões produzidos com adição de plastificante corrente; Família B2 - família de betões produzidos com adição de superplastificante de alto desempenho; LCM - lamas de corte de mármore; LNEC - Laboratório Nacional de Engenharia Civil; ONU - Organização das Nações Unidas; OSNET - Ornamental Stone Network; Relação a/c - relação água/cimento; SP1 - plastificante corrente; SP2 - superplastificante de alto desempenho. xii

15 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 1. Introdução 1.1. Considerações gerais De forma a satisfazer as suas necessidades, o Homem tende a explorar os recursos naturais existentes no mundo de uma forma exaustiva e por vezes exagerada. Esta sobreexploração de recursos em muito se deve ao aumento populacional, à investigação tecnológica, à industrialização e à tentativa de melhoria da qualidade de vida. Como consequência, surge a noção de sustentabilidade, que consiste no equilíbrio entre o consumo e a manutenção da qualidade de vida para gerações futuras. No que diz respeito a recursos naturais não renováveis, o programa ambiental das Nações Unidas [UNEP (2011)] refere que, em 2050, o consumo de minério, combustíveis fósseis e biomassa será de aproximadamente 140 mil milhões de toneladas, o triplo do que era consumido à data do estudo (2011). Refere, também, que é urgente a procura de medidas para, pelo menos, estagnar este consumo e depois reduzi-lo. Mais concretamente, a exploração de rocha ornamental tem vindo a crescer significativamente nos últimos anos. Segundo estatísticas da Ornamental Stones Network (OSNET), a exploração mundial destes recursos cresceu 118% entre 1986 e 1998, comprovando a necessidade de intervenção nesta área. A Comissão Europeia referiu num documento de orientação [CE (2010)] que a extracção de minerais de construção (agregados) é o maior subsector da indústria de extracção não energética na União Europeia em termos de valor e volume. Tal sustenta a necessidade de existirem formas de economizar e tornar mais sustentável a incorporação destes agregados na construção. A Direcção Geral de Energia e Geologia [DGEG (2011)] efectuou um estudo no qual se demonstra que o sector das rochas ornamentais é um dos maiores dentro do sector da construção. Na Tabela 1.1, é apresentado esse estudo, sendo que os valores apresentados são apenas referentes à exploração com fins construtivos. Ainda na Tabela 1.2, é visível que, dentro das referidas rochas ornamentais, o mármore é aquele que apresenta, em termos monetários, um maior volume de exploração. Estes dados vêm fortalecer a ideia de que, para tornar a construção sustentável, é necessário investir na inovação da indústria das rochas ornamentais e, mais concretamente, na investigação de soluções para aproveitar os resíduos produzidos. Tabela Volume da exploração no sector da extracção mineral com fins ligados à construção Toneladas (x10 6 ) Euros (x10 6 ) Toneladas (x10 6 ) Euros (x10 6 ) Toneladas (x10 6 ) Euros (x10 6 ) Toneladas (x10 6 ) Euros (x10 6 ) Agregados 72, ,481 70, ,064 66, ,170 57, ,190 Minerais para cimento e cal 13,088 27,022 10,800 24,098 10,341 19,198 10,825 21,255 Rochas ornamentais 3, ,197 2, ,139 2, ,805 2, ,695 Total 88, ,700 84, ,301 79, ,173 71, ,140 1

16 Capítulo 1 - Introdução Tabela Volume de exploração de vários tipos de rochas ornamentais com fins ligados à construção Toneladas Euros Rochas ornamentais (x10 3 ) (x10 3 ) Mármores e calcários 987,683 7,567 Granitos e r. similares 1046,939 49,6 Pedra para calcetamento 695,085 36,014 Pedra rústica 113,052 7,706 Ardósia e xistos 13,598 5,808 Total 2856, ,695 Gameiro (2013) cita Costa (1991), dizendo que, durante o processo extractivo do mármore, a produção de resíduos pode chegar a 80% do volume de pedra trabalhada. Esta grande quantidade de resíduos está associada à presença de descontinuidades nos maciços de mármore originais, a eventuais más propriedades físicas e mecânicas dos materiais e a um elevado grau de fracturação das rochas. Por outro lado, durante o processo de corte, 20 a 30% dos blocos de mármore são transformados em pó que, juntamente com a água utilizada neste processo, forma lamas. Estas lamas, quando secam, formam um agregado algo coeso que depois é transportado para aterro. A investigação feita em novas aplicações de agregados de mármore tem sido bastante activa nos últimos anos. A preocupação em encontrar formas de aproveitar este tipo de resíduos é a causa para este aumento de investigação, uma vez que estes se acumulam nos aterros das pedreiras e têm grandes impactes tanto a nível visual como a nível ambiental. Existe, também, a necessidade de aproveitamento destes materiais pois, como referido, na indústria do már more existe uma grande percentagem de desperdícios e é portanto um benefício económico para estas indústrias que existam outras utilizações e alternativas de aproveitamento destes resíduos. Quanto à viabilidade do estudo, Binici et al. (2008) concluíram num dos seus estudos que os agregados de mármore podem ser usados na formulação de betões de forma a melhorar as suas propriedades em termos de durabilidade, as suas propriedades mecânicas e a trabalhabilidade Objectivos e justificação da dissertação A sustentabilidade na construção é um assunto cada vez mais importante, devido ao elevado consumo de recursos naturais por parte desta indústria. Na construção, a utilização de agregados para incorporação no betão é incontornável, uma vez que estes são uma parte bastante importante na constituição dos betões. Uma forma de atenuar o impacte ambiental por parte deste material estrutural é a utilização de agregados reciclados. A reutilização de materiais como agregados é tanto benéfica para a indústria da construção, como para as indústrias de onde provêm. No caso da indústria das rochas ornamentais, a quantidade de resíduos produzidos tem uma dimensão não suportável por parte desta, necessitando de alternativas urgentes para a reutilização destes resíduos. É neste contexto que surge a indústria da construção, com várias possibilidades para a reutilizações destes resíduos. 2

17 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore No Departamento de Engenharia Civil do Instituto Superior Técnico, foram já alvo de estudo alguns tipos de resíduos provenientes da indústria do mármore, nomeadamente da sua incorporação em betão. André (2012) e Martins (2012) estudaram o desempenho em termos de durabilidade e em termos mecânicos, respectivamente, de betões com incorporação de agregados grossos provenientes da indústria do mármore. Gameiro (2013) e Silva (2012) estudaram também o desempenho em termos de durabilidade e em termos mecânicos, respectivamente, de betões com incorporação de agregados finos provenientes desta indústria. As teses referidas foram orientadas pelo orientador da presente dissertação. Nesta linha de pensamento, surge a presente dissertação, que tem como fim estudar o desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore. Refere-se que, à partida, as lamas de corte de mármore (LCM) a incorporar no betão não são tão finas quanto seria desejável para determinados efeitos, devido ao facto de o corte dos maciços rochosos ser feito com fio adiamantado, como ilustrado na Figura 1.1, gerando material com uma granulometria um pouco superior às geradas através de outros tipos de corte, como, por exemplo, disco adiamantado. Será também estudada a influência da adição de dois tipos de adjuvantes do tipo plastificante nos betões referidos acima, tentando estudar a influência destes na presença de LCM e para tentar colmatar alguns efeitos prejudiciais devidos à granulometria das lamas. Figura Corte de uma rocha de mármore com recurso a fio adiamantado e aterro das lamas de corte de mármore Na presente dissertação, foi decidido que seria interessante analisar betões com três taxas de incorporação de LCM. Uma vez que, com a gradual adição de LCM, é expectável que as propriedades do betão melhorem numa primeira fase e depois comecem a piorar, a primeira taxa de adição tem como intuito encontrar uma fase em que as propriedades são as melhores, a segunda taxa tenta alcançar um patamar equivalente ao do betão de referência e a terceira pretende já representar uma adição em que as propriedades do betão são piores do que as iniciais. Deste modo, após alguma pesquisa bibliográfica, definiram-se os três patamares em 5, 10 e 20% de incorporação de LCM em termos de volume de cimento, sendo o cimento substituído pelas referidas lamas. Será, também, feita a adição de dois tipos de adjuvantes do tipo plastificante, um plastificante corrente (SP1) e outro superplastificante de alto desempenho (SP2), em quantidade igual a 1% do peso de cimento. Deste modo, serão estudados 12 tipos de betão, representados no esquema abaixo (Figura 1.2). 3

18 Betões com incorporação de LCM Capítulo 1 - Introdução Sem adjuvante Com SP1 Com SP2 Betões de Referência BR BR1 BR2 5% B0,5 B1,5 B2,5 10% B0,10 B1,10 B2,10 20% B0,20 B1,20 B2,20 Figura Conjunto de betões a serem estudados ao longo da campanha experimental 1.3. Metodologia e estrutura da dissertação O desenvolvimento da presente dissertação foi dividido em cinco etapas, sendo descritas no presente subcapítulo. A primeira etapa consistiu na recolha de informação relativa ao tema abordado na presente dissertação, através da consulta de bibliografia nacional e internacional. Com esta recolha, é possível compreender melhor a problemática em torno deste tema e os conceitos nele envolvidos, assim como os fundamentos teóricos e práticos para desenvolver este trabalho. Desta forma, garante-se também a sensibilidade necessária para analisar os resultados obtidos. Numa segunda fase, foi planeada toda a campanha experimental necessária para o desenvolvimento da presente dissertação. Destaca-se a recolha dos materiais necessários, planeamento de betonagens e ensaios, tendo como objectivo uma melhor monitorização dos resultados e optimização do tempo despendido neste processo. Na terceira etapa, foi realizada toda a campanha experimental anteriormente planeada, envolvendo a execução de amassaduras experimentais e das amassaduras finais, bem como a avaliação em termos de durabilidade, através de vários ensaios, dos betões produzidos. Foram também caracterizados os agregados naturais e as LCM a utilizar nas amassaduras, destacandose que os ensaios às LCM foram realizados no Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC). A quarta etapa consistiu na análise crítica dos resultados obtidos nos ensaios realizados na terceira etapa. Os resultados foram discutidos e justificadas as tendências verificadas, tentado compará-las com os resultados obtidos por outros autores. 4

19 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Por último, na quinta fase, foi elaborado este documento escrito, expondo de uma forma científica e rigorosa os objectivos, procedimentos, resultados e conclusões obtidas ao longo deste trabalho. No que se refere à estrutura escrita da dissertação, esta divide -se em cinco capítulos enunciados de seguida: Capítulo 1 - Introdução: engloba as considerações gerais sobre o tema, os objectivos e justificações da dissertação, bem como a sua metodologia e estrutura; Capítulo 2 - Estado da arte: são expostos o processo extractivo do mármore, uma síntese das principais adições minerais na produção de betões e a pesquisa realizada quanto às propriedades expectáveis das LCM e às propriedades no estado fresco e endurecido de betões com adições minerais; Capítulo 3 - Campanha experimental: é apresentada a planificação das várias fases da campanha experimental, a composição e processo de amassadura dos betões e os procedimentos experimentais utilizados na realização dos ensaios aos agregados naturais, betão no estado fresco e endurecido; Capítulo 4 - Resultados experimentais: são apresentados e justificados os resultados obtidos nos ensaios descritos no capítulo 3, tentando-se analisá-los e comparando-os com os resultados obtidos por outros autores; Capítulo 5 - Conclusões: é exposta uma compilação dos principais resultados expostos no capítulo 4, bem como as suas principais justificações; é também proposta uma série de temas e assuntos para desenvolvimentos futuros, na tentativa de aprofundar e complementar a problemática abordada na presente dissertação. No final da dissertação, são apresentados os anexos referidos ao longo do texto, contendo informações, dados e cálculos justificativos dos métodos utilizados. 5

20 6 Capítulo 1 - Introdução

21 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 2. Estado da Arte Este capítulo visa aprofundar o conhecimento sobre o tema desta dissertação, tendo por base os resultados obtidos noutras investigações efectuadas nesta área. Faz-se uma referência ao processo extractivo do mármore, à forma como são produzidas as lamas de corte, às propriedades dos agregados muito finos resultantes das lamas e à influência destes nas propriedades dos betões. É também feita a caracterização dos adjuvantes a serem utilizados durante a campanha experimental bem como do seu mecanismo de actuação e da sua influência no betão convencional e com agregados muito finos Processo extractivo do mármore Neste subcapítulo, é feito um resumo do processo de extração a céu aberto de mármore. A compreensão de como esta exploração é feita esclarece a origem das lamas de corte, bem como de todos os outros resíduos produzidos por esta indústria. Guerreiro (2000) explica sumariamente o processo de exploração do mármore na zona do Anticlinal de Estremoz. A exploração é dividida em três fases que são subdivididas em várias operações que são descritas de seguida: 1ª Fase: Preparação 1.1 Decapagem: Envolve a desmontagem e remoção da terra superficial que cobre a massa mineral, de modo a ser possível aceder à mesma. 1.2 Desmonte das cabeças ou lápias: Corte e desmonte das cabeças de mármore que foram destapadas, para criar uma superfície horizontal e regular de trabalho. 1.3 Abertura de caixas e canais: A abertura da caixa permite a criação de duas faces livres para o desmonte da rocha e a realização de canais perpendiculares entre si dá origem a uma terceira face livre que define a massa a desmontar. A partir destas operações, é possível começar a exploração de um novo piso. 2ª Fase: Desmonte 2.1 Perfuração: São realizados furos horizontais e verticais que delimitam a massa a desmontar e as talhadas da rocha. 2.2 Corte: As talhadas são cortadas com três tipos de corte: um corte de levante, um corte posterior vertical e dois cortes laterais verticais. 2.3 Derrube: As talhadas, depois de cortadas, são derrubadas para cima de terras, escombros e/ou pneus. 2.4 Esquartejamento: A talhada derrubada é cortada de modo a permitir o seu transporte, quando a fraturação existente não permite esse movimento. 7

22 Capítulo 2 - Estado da arte 3ª Fase: Remoção e transporte 3.1 Remoção dos blocos comercializáveis: Os blocos com qualidade ornamental e dimensões comercializáveis são carregados e transportados para o parque de blocos da pedreira. 3.2 Remoção de escombros: Os escombros da zona da frente da pedreira são carregados e transportados até à escombreira. Todas as operações que envolvem o corte de uma massa de mármore produzem resíduos muito finos que são transportados com a água utilizada para o arrefecimento das máquinas de corte. A junção desses resíduos muito finos com a referida água forma as lamas de corte. Em muitos casos, as lamas de corte são alvo de tratamento em unidades de transformação, que têm como objetivo o reaproveitamento da água presente nas lamas, bem como conseguir proveitos no que diz respeito à redução da quantidade de lamas. O principal processo para recuperar a água das lamas é a decantação das partículas muito finas em suspensão, obtendo-se assim uma massa pastosa da fase sólida obtida. Esta operação ocorre em lagoas ou tanques de decantação na periferia das unidades industriais. Nalguns casos, existe a alternativa de se recorrer a cones de decantação onde são adicionados produtos desfloculantes que visam a aceleração do processo. Este processo de recuperar a água existente nas lamas de corte é benéfico neste tipo de indústrias por reduzir a quantidade de água total utilizada no processo, bem como por reduzir o volume total de lamas que vão para aterro. Com o processo de decantação, o teor em água existente nas lamas reduz-se para metade, mais concretamente de 50 para 25%, segundo Almeida (2004) Adições minerais na produção de betão As adições minerais na produção de betão são, desde há alguns anos, um tema bastante estudado por diversos investigadores. Dentre os seus efeitos no betão no estado fresco, é sabido que influenciam a sua consistência e exsudação. Já no caso do betão no estado endurecido, estas adições influenciam tanto as suas propriedades a nível mecânico como a nível da durabilidade. Entre as propriedades influenciadas, estão a resistência à compressão, resistência à tração, permeabilidade, resistência a iões agressivos, entre outras. De entre as adições minerais utilizadas actualmente, existe uma diferenciação quanto ao seu tipo de atividade. As adições minerais que possuem atividade pozolânica, como a sílica ativa, cinza de casca de arroz ou cinza volante (Classe F), ou actividade hidráulica, como a escória de alto forno ou cinza volante (Classe C), são aquelas que têm a habilidade para reagir com o hidróxido de cálcio na presença de água a temperaturas ambientes e habilidade para formar produtos hidratados com propriedades aglomerantes [Gonçalves (2000)]. Este tipo de atividade pode também ser designada por atividade química. 8

23 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Por sua vez, as adições minerais que não possuem atividade pozolânica nem hidráulica, são as que atuam fisicamente no betão. Estas adições são também denominadas de fíleres, apesar do seu significado não ser consensual. Desta forma, Gonçalves (2000) diferencia a classifica ção de agregados muito finos em adição fíler e agregado fíler. A adição fíler, geralmente designada apenas como fíler, é constituída por partículas muito finas ou moídas que apresentam um diâmetro médio inferior a 50 m e que contribuem, principalmente, para um melhoramento da matriz cimentícia e/ou para um maior preenchimento dos vazios deixados pelos processos de hidratação do cimento ou pela não hidratação do mesmo. O agregado fíler é caracterizado por partículas finas, com diâmetro médio entre 50 e 150 m, que contribuem para o preenchimento de lacunas da curva granulométrica do agregado fino, ou seja, o preenchimento dos vazios deixados pelo desajuste e desorganização dos agregados. Esta capacidade dos agregados muito finos preencherem os vazios no betão confere uma maior compacidade sem que seja necessário um aumento consideravel da água da amassadura, sendo possível desta forma um aumento da densidade e portanto reduzir a permeabilidade, diminuir a susceptibilidade à penetração de cloretos e a fenómenos de carbonatação e tornar o betão menos permeável Propriedades das lamas de corte de mármore De modo a compreender melhor o efeito da adição de fíleres de mármore no betão, é necessário avaliar este tipo de fíleres através de algumas das suas características, tal como a massa volúmica, características químicas, granulometria e matéria orgânica. Almeida (2004) realizou um estudo das propriedades de resíduos gerados no corte de rochas de calcário, tendo-o recolhido na região de Pêro Pinheiro. Uma vez que o mármore é uma rocha metamórfica formada a partir de calcários, alguns dos seus resultados podem ser extrapolados para a presente dissertação. Almeida (2004) obteve um valor para a massa volúmica do referido material de 2,72 kg/dm 3, enquanto que Omar et al. (2012), no estudo efectuado sobre o efeito da adição de pó de mármore nas propriedades do betão, chegaram a um valor de 2,50 kg/dm 3. Aruntas et al. (2010), ao investigarem a viabilidade da utilização do uso de pó de mármore como aditivo na produção de cimento, obtiverem um valor para a massa volúmica de 2,60 kg/dm 3. Quanto à presença de matéria orgânica, Almeida (2004) concluiu que, segundo a NP 85, a sua presença não é prejudicial. No que diz respeito à análise química, este autor chegou aos resultados apresentados na Tabela 2.1. Tal como é habitual em análises químicas, a percentagem em peso dos elementos químicos que ocorrem no material estudado é expressa em percentagens de óxidos. Na mesma tabela, é apresentada a análise química ao pó de mármore utilizado por Omar et al. (2012). As propriedades dos inertes utilizados por Almeida (2004) e por Omar et al. (2012) não diferem muito entre si, sendo excepção o óxido de silício, que foi detectado em maior quantidade por Omar et al. (2012), e o óxido de cálcio que, por sua vez, foi detectado em maior quantidade por Almeida (2004). Aruntas et al. (2010) analisaram também o pó de mármore utilizado, sendo os resultados obtidos sido apresentados na Tabela 2.1. Analisando estes últimos valores, é possível concluir que são semelhantes aos obtidos por Almeida (2004). 9

24 Material passante (%) Capítulo 2 - Estado da arte Tabela Resultados dos ensaios de análise química efectuados aos resíduos utilizados no estudo de Almeida, de Omar et al. e Aruntas et al. Teor (%) Designação Omar et al. Aruntas et al. Almeida (2004) (2012) (2010) Perda ao fogo P.F. 43,4-43,4 Resíduo insolúvel R.I. 0,9 - - Óxido de silício SiO 2 0,91 14,08 0,67 Óxido de alumínio Al 2 O 3 3,72 2,69 0,12 Óxido de ferro Fe 2 O 3 0,4 1,94 0,08 Óxido de cálcio CaO 54,29 42,14 54,43 Óxido de magnésio MgO 0,3 2,77 0,59 Sulfatos SO 3 0, Óxido de potássio K 2 O - 0,63 - Óxido de sódio Na 2 O - 0,61 0,14 Cloretos Cl - 0,03 0,04 - No que diz respeito à análise granulométrica, Almeida (2004) constatou que, à semelhança do que acontece com o cimento, parte das partículas dos agregados muito finos recolhidos por este têm dimensões inferiores àquelas que conseguem ser registadas na escala granulométrica tradicional, nomeadamente inferiores a 0,0065 mm. O referido estudo granulométrico é apresentado na Figura 2.1. Peneiro mm Peneiro mm Peneiro mm Peneiro mm Figura Curva granulométrica do material recolhido por Almeida (2004) Almeida (2004) chegou também a um resultado para a área da superfície específica de 1,9387 m 2 /cm 3, o que equivale a uma superfície específica de 7128 cm 2 /g. No entanto, Omar et al. (2012) registaram uma superfície específica do pó de mármore utilizado de cm 2 /g, sendo este valor bastante superior ao de Almeida (2004). Aruntas et al. (2010) obtiveram um valor mais baixo do que o dos restantes autores, de 3097 cm 2 /g. 10

25 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 2.4. Propriedades dos betões com agregados de mármore e com agregados muito finos de outras naturezas Durante a pesquisa de conteúdos bibliográficos, foi constatada a falta de estudos sobre o desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de lamas de corte de mármore (LCM). Este tipo de estudos, apesar de existente, apresenta uma grande falta de diversidade em termos dos ensaios realizados ao betão, em especial o ensaio à retração. De modo a ultrapassar esta falta de referências, foi também investigada a incorporação de outros tipos de agregados muito finos, com o intuito de averiguar a influência deste tipo de agregados nas propriedades do betão. Uma vez que a presente dissertação vem na linha de pensamento de trabalhos anteriores, é inevitável a referência aos resultados destes estudos Trabalhabilidade A trabalhabilidade é uma propriedade que permite prever algumas características de um betão ainda no seu estado fresco. No caso desta dissertação, esta propriedade tem especial importância, uma vez que a medição da classe de trabalhabilidade através do ensaio de abaixamento do cone de Abrams permitirá um termo de comparação inicial entre todos os tipos de betões produzidos ao longo da campanha experimental. O presente subcapítulo permite um conhecimento a priori da resposta deste parâmetro face à incorporação de agregados reciclados de mármore (ARM). Gesoglu et al. (2012) estudaram a influência da substituição do ligante em betões autocompactáveis por LCM, fíler de granito e cinzas volantes nas suas propriedades. No seu estudo, ao contrário desta dissertação, os autores mantiveram a classe de trabalhabilidade constante ao longo dos ensaios realizados através de alterações na dosagem de superplastificantes e mantendo a relação água/cimento (a/c) constante. Não obstante, alguns dos resultados obtidos podem ser extrapolados no âmbito desta dissertação, uma vez que os resultados são sempre comparados com betões autocompactáveis de referência. Nesta investigação, foi observado um decréscimo da trabalhabilidade em betões com pó de mármore, explicado pela elevada finura deste tipo de agregados. Hebhoub et al. (2011) realizaram uma investigação com o intuito de aferir a influência da substituição dos agregados naturais (AN) do betão por ARM. Estes realizaram substituições de 25, 50, 75 e 100%, tanto a nível de agregados grossos, como de agregados finos. Utilizaram o ligante do tipo CEMI 42,5 em quantidade constante e uma relação a/c de 0,5. Através da sua investigação, concluíram que a trabalhabilidade dos betões com ARM diminuiu com a crescente substituição destes (Figura 2.2). O facto de os ARM absorverem mais água do que os AN explica o sucedido, sendo, portanto, necessária uma correcção da quantidade de água de amassadura para se obter os mesmos níveis de trabalhabilidade entre o betão de referência (BR) e o betão com agregados reciclados de mármore (BARM). 11

26 Trabalhabilidade (cm) Capítulo 2 - Estado da arte Agregados reciclados Figura Relação entre a trabalhabilidade e a substituição de AN por ARM (S-areias, G-grossos, M- ambos) [adaptado de Hebhoub (2011)] Por outro lado, André (2012) efectuou um estudo semelhante ao de Hebhoub (2011), chegando a conclusões diferentes, fazendo apenas a substituição de agregados grossos, mas tendo como referência betões com agregados grossos de basalto, calcário e granito. André (2012) afirma que não existe uma tendência clara para a variação da trabalhabilidade nos vários tipos de betões estudados (Figura 2.3). No caso da substituição dos agregados de granito, não existe variação e, para a substituição de agregados de basalto e de calcário, a trabalhabilidade melhora para taxas de substituição de 20% e piora para substituições de 50%. André (2012) explica também que, devido à menor absorção de água dos ARM e à sua superfície mais lisa em relação aos AN, para taxas de substituição menores o betão é mais fluido. Figura Abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de substituição de AN por agregados grossos de mármore [André (2012)] Gameiro (2013) realizou um estudo bastante semelhante ao de André (2012), substituindo os AN finos por ARM finos. Em relação à trabalhabilidade, Gameiro concluiu que esta diminui quando se substitui AN de areia de rio por ARM (Figura 2.4), ao contrário de André. Gameiro 12

27 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore explica, ainda, que esta perda de trabalhabilidade pode ser devida às características alongadas e angulosas das partículas de mármore, ao contrário das partículas de areia de rio, que se apresentam mais arredondadas e finas. Figura Resultados do ensaio de abaixamento do cone de Abrams para várias taxas de substituição de AN por ARM [Gameiro (2013)] Bonavetti et al. (2000) estudaram a influência do processo inicial de cura nas propriedades de betões com fíler de calcário misturado com o cimento. Neste estudo, foram utilizados um betão de cimento Portland corrente e outros dois com substituição de 10 e 20% deste pelos fíleres referidos. A quantidade de cimento e a relação a/c foram mantidas constantes em 350 kg/m 3 e 0,50, respectivamente. Estes autores obtiveram resultados para a trabalhabilidade semelhantes para os vários tipos de betões, sem que fosse necessária uma correcção da relação a/c. Çelik et al. (1996) analisaram o efeito da substituição de agregados finos por pó de calcário em algumas propriedades do betão. Ao caracterizarem o referido pó, chegaram a uma massa volúmica de 2,65 kg/m 3 e um módulo de finura de 3,39. Os betões produzidos por Çelik et al. (1996) continham uma quantidade de cimento de 420 kg/m 3 e realizaram substituições de 5, 10, 15, 20, 25 e 30% de agregado fino por pó de calcário. Quanto à trabalhabilidade, Çelik et al. (1996) concluíram que, com o aumento da taxa de substituição de agregados finos por pó, a trabalhabilidade diminui. Este resultado é explicado pelo facto de, ao ser mantida a relação a/c das misturas, o aumento da superfície específica provocada pela adição de pó exigir uma maior quantidade de água para que se consiga humedecer a totalidade da superfície dos agregados e, consequentemente, níveis de trabalhabilidade semelhantes. À semelhança de Çelik et al. (1996), Vijayalakshmi et al. (2013) estudaram a influência da substituição dos agregados finos do betão por pó de pedra, neste caso proveniente do tratamento de granito, em percentagens de substituição de 5, 10, 15, 20, 25%. Vijayalakshmi et al. (2013) mantiveram a relação a/c e a quantidade de cimento constantes para todas as taxas de substituição, sendo os valores utilizados 0,4 e 465 kg/m 3, respectivamente. Os resultados obtidos por Vijayalakshmi et al. (2013) são semelhantes aos obtidos por Çelik et al. (1996), tendo a trabalhabilidade diminuído com o aumento da taxa de substituição de areia por pó de granito. Vijayalakshmi et al. (2013) relacionam estes resultados com o facto de o agregado muito fino de granito ter uma forma muito angular, contribuindo para um maior atrito entre os agregados grossos e a pasta cimentícia, e mais de 90% dos seus constituintes terem uma dimensão inferior a 50 m, aumentando assim a superfície específica total dos agregados e levando a uma maior exigência de água. 13

28 Massa volúmica no estado fresco (kg/m 3 ) Capítulo 2 - Estado da arte Massa volúmica André (2012), no seu estudo referido anteriormente, constatou que a massa volúmica dos betões com substituição dos AN de calcário por grossos de mármore se mantém aproximadamente constante (Tabela 2.2). Para uma taxa de substituição de 20%, existe um ligeiro aumento do valor desta propriedade devido, provavelmente, ao rearranjo das partículas sólidas do betão, tornando-o mais compacto. Tabela Massa volúmica e a sua variação de betões com ARM (BRC-betão referência de cálcário, BC20- betão com 20% substituição de agregados grossos por ARM, BC50-50% de substituição, BRM-betão com 100% de agregados grossos de mármore) [André (2012)] Betão Massa volúmica (kg/m 3 ) Variação (%) BRC ,0 BC ,8 BC ,6 BRM ,2 Gameiro (2013) chegou a resultados similares aos de André (2012), concluindo que a incorporação de ARM em betão não provoca variações significativas na sua massa volúmica (Figura 2.5). No caso dos AN de calcário, ao substituí-los por ARM, a massa volúmica do betão aumenta, devido à maior massa volúmica dos ARM Figura Relação entre a massa volúmica do betão e as taxas de substituição de AN por ARM [Gameiro (2013)] Absorção de água por capilaridade A água é uma das principais causas de degradação do betão. Quando entra nos vazios do betão, transporta substâncias que o degradam e, se congelar, cria fendas neste, reduzindo a sua resistência. Essas substâncias transportadas podem também levar a uma precoce corrosão das armaduras. Topçu et al. (2009) citam Hanzic (2003), dizendo que, quando um material homogéneo poroso tem um potencial hidráulico constante ao longo de uma superfície húmida, a água consegue atingir alturas consideráveis dentro deste através da absorção por capilaridade. Coutinho e Gonçalves (1994) referem que a absorção de água por capilaridade depende: da finura do cimento, diminuindo quando a finura aumenta; da relação a/c, aumentando para relações a/c maiores; da idade, diminuindo quando a idade aumenta; da duração da cura húmida, 14

29 Taxa de absorção (g/h 1/2 ) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore sendo tanto menor quanto maior for a sua duração; e da compacidade do betão, sendo tanto menor quanto maior esta for. A adição de adjuvantes do tipo plastificantes pode também diminuir drasticamente a absorção de água por capilaridade. Topçu et al. (2009) estudaram a influência da adição de LCM em betões autocompactáveis e concluíram que, para valores dessa adição entre 50 e 200 kg/m 3, o coeficiente de capilaridade é menor do que em betões convencionais. Esta diminuição é explicada pela capacidade que estes agregados muito finos têm para preencher os vazios no betão, diminuindo portanto a capacidade da água de entrar no betão por fenómenos de capilaridade. Menadi et al. (2009) estudaram a influência da incorporação de agregados muito finos de calcário em betões. No seu estudo, foi utilizada uma quantidade de cimento constante de 350 kg/m 3, à semelhança da presente dissertação. Estes autores concluíram que existe uma redução de aproximadamente 5% da absorção de água por capilaridade para uma taxa de adição de 15%. Na sua pesquisa, Bonavetti et al. (2000) concluíram que a absorção de água por capilaridade diminui quando existe uma maior adição de fíleres de calcário no cimento. Este resultado foi explicado pelo efeito que os fíleres têm no preenchimento dos vazios do betão, obstruindo assim a capacidade da água de se movimentar neste. Gonçalves (2000) estudou os efeitos da adição de resíduos de corte de granito em betão, analisando mais concretamente a absorção de água por capilaridade, por imersão e a porosidade efectiva. No que diz respeito à absorção de água por capilaridade, Gonçalves (2000) concluiu que, para uma taxa de adição de resíduos de granito de 10% em relação ao peso de cimento, este tipo de absorção é menor, reduzindo-se cerca de 20,2%. No entanto, para uma taxa de adição de 20% a absorção capilar aumenta em relação à taxa de adição de 10% (Figura 2.6). Adição de RCG (%) Figura Taxa de absorção de água por capilaridade em função da adição de resíduos de corte de granito [Gonçalves (2000)] A explicação para este resultado está ligada à porosidade efectiva dos betões analisados, sendo que, para a adição de 10%, a porosidade efectiva diminuiu 12%, enquanto que, para a taxa de incorporação de 20%, aumentou 6%, como representado na Figura

30 Porosidade efectiva potencial (%) Capítulo 2 - Estado da arte Teor de adição (%) Figura Porosidade efectiva em função do teor de adição de resíduos de corte de granito [Gonçalves (2000)] Face a estes resultados, Gonçalves (2000) concluiu, à semelhança de Bonavetti et al. (2000), que a adição de 10% de resíduos de corte de granito promove um preenchimento dos poros, criando assim uma barreira física ao movimento ascendente da água e diminuindo a absorção de água por capilaridade. Em relação à adição de 20%, ao existir um elevado aumento do material muito fino, ocorre um maior refinamento da estrutura porosa do betão, formando caminhos preferenciais para a circulação de água e aumentando assim a absorção de água por capilaridade Absorção de água por imersão André (2012) estudou também a variação da absorção de água por imersão de betões com substituição de AN por ARM. As variações registadas não são significativas (-5,4 a 5,8% para todos tipos de substituição no seu estudo), sendo que, para a substituição de agregados grossos de calcário, a absorção de água por imersão apresenta uma ligeira diminuição, devida essencialmente à menor absorção de água dos agregados de mármore em relação aos agregados de calcário (Tabela 2.3). Tabela Variação da absorção de água por imersão com a substituição de AN por ARM [André (2012)] Betão Absorção por imersão (%) Variação (%) BRC 14,1 0,0 BC20 13,8-2,3 BC50 13,3-5,4 BRM 14,0-0,8 Gameiro (2013), ao estudar a absorção de água por imersão, verificou que a substituição de AN de areia de rio por ARM produz melhores resultados para taxas de substituição entre 20 e 50%, sendo que, para uma substituição de 100%, esta absorção é maior (Figura 2.8). Mais uma vez, a redução da absorção de água do betão está relacionada com a menor absorção de água por parte 16

31 Absorção por imersão (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore dos ARM em relação aos AN. O aumento desta propriedade para a taxa de substituição de 100% pode ser devido às diferentes características físicas e geométricas entre AN e ARM. Figura Absorção de água por imersão de betões com AN finos substituídos por ARM [Gameiro (2013)] Gonçalves (2000), como referido no ponto anterior, estudou a absorção de água por imersão de betões com adição de resíduos de corte de granito e chegou a resultados semelhantes aos da absorção de água por capilaridade. Para o caso de incorporação de 10% deste tipo de resíduos, este autor registou uma diminuição da absorção por imersão de 10,2% e para a taxa de 20% um incremento de 2,5% (Figura 2.9). A justificação para estes resultados é idêntica à referida para a absorção por capilaridade, realçando o facto de os resíduos, ao serem um material muito fino, preencherem os vazios na matriz cimentícia do betão e dificultarem assim a entrada de água no seu interior. Teor de adição (%) Figura Resultados da absorção de água por imersão em função da taxa de incorporação de resíduos de corte de granito [Gonçalves (2000)] Çelik et al. (1996) avaliaram a absorção de água por imersão de betões com incorporação de pó de calcário com a diminuição da quantidade de agregados finos. Os seus resultados são ilustrados na Figura 2.10, na qual é visível uma diminuição da absorção de água até valores de substituição de 15% e, a partir dessa taxa, um incremento desta propriedade. Até a uma taxa de 17

32 Percentagem de absorção Capítulo 2 - Estado da arte adição de 15%, o pó de calcário actua como fíler, preenchendo parte dos vazios existentes no betão e impedindo assim a entrada de água neste. Já para percentagens de adição superiores a 15%, ao aumentar a quantidade de pó de calcário, deixa de existir pasta cimentícia suficiente para envolver a totalidade de agregados grossos e finos, levando assim a um incremento dos vazios entre o cimento e os agregados e, por conseguinte, à entrada de mais água no betão. Figura Absorção de água por imersão em função da taxa de substituição de agregados finos por pó de calcário [adaptado de Çelik et al. (1996)] Contrariamente aos resultados obtidos por Çelik et al. (1996), Vijayalakshmi et al. (2013) concluíram que a absorção de água por imersão de betões com incorporação de pó de granito em substituição de agregados finos aumenta com o incremento da taxa de substituição, notando que para taxas até 15% esse incremento não é significativo. A razão para a subida deste valor está relacionada com a diminuição da trabalhabilidade e, por conseguinte, da compacidade do betão à medida que a taxa de substituição aumenta. Outro factor para o aumento da absorção de água por imersão é o aumento da superfície específica promovido pela incorporação de agregados muito finos, como referido por Vijayalakshmi et al. (2013) Resistência à carbonatação Percentagem de pó de calcário No seu estudo, André (2012) constatou que os valores de profundidade de carbonatação para as diversas taxas de substituição são muito parecidos, não tendo portanto os ARM influência significativa nesta reacção (Figura 2.11). Concluiu também que não existe uma relação directa entre a absorção por imersão e esta propriedade. Gameiro (2013) obteve valores da variação da resistência à carbonatação que não podem ser ignorados. No caso da substituição dos AN finos de calcário por ARM finos, a frente de carbonatação avançou mais rapidamente e apresenta valores mais elevados (Figura 2.12). 18

33 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Figura Profundidade de carbonatação, em função do tempo, para substituições de AN de calcário por ARM [André (2012)] A comparação destes resultados com os de André (2012) demonstra a maior influência dos agregados finos em relação aos grossos no que concerne à resistência à carbonatação. Figura Profundidade de carbonatação para diferentes taxas de substituição de AN finos de calcário por ARM [Gameiro (2013)] Yague et al. (2005) realizaram um estudo envolvendo a adição em betão de dry sludge (lamas secas), provenientes da água residual de uma estação de tratamento em Barcelona. Estes utilizaram percentagens de adição de 2,5, 5 e 10% em relação ao peso de cimento. Os resultados obtidos são ilustrados na Figura 2.13, na qual é evidente um aumento da profundidade de carbonatação com o incremento da taxa de adição. É ainda interessante realçar que a frente de carbonatação é mais profunda para maiores tempos de exposição em condições de elevada concentração de dióxido de carbono, sendo este aumento considerável para a taxa de adição de 5 e 10%. 19

34 Profundidade média de carbonatação (mm) Capítulo 2 - Estado da arte 30 dias 60 dias Percentagem de adição de dry sludge Figura Profundidade de carbonatação em relação à taxa de adição de dry sludge [adaptado de Yague (2005)] Vijayalakshmi et al. (2013) investigaram a influência da substituição dos agregados finos no betão por pó de granito, nomeadamente na profundidade de carbonatação. Vijayalakshmi et al. (2013) concluíram que, até taxas de substituição de 15%, a profundidade de carbonatação se mantém equivalente à do betão de referência, enquanto que, para taxas superiores a esta, a carbonatação aumenta consideravelmente. Vijayalakshmi et al. (2013), face aos resultados observados, recomendam uma taxa de substituição máxima de finos por pó de calcário de 15%, sendo que taxas superiores a esta não são aconselháveis na produção de betão estrutural. Kalla et al. (2013) efectuaram um estudo às propriedades mecânicas e em termos de durabilidade de betões com substituição de cimento por cinza volante. Estes autores efectuaram taxas de substituição entre 40 e 65% em termos de volume de cimento e em intervalos de substituição de 5%. Foi também estudada a influência da variação da relação a/c nas propriedades do betão com as referidas substituições, tendo sido usadas relações a/c de 0,45, 0,50 e 0,55. No que toca à resistência à carbonatação, Kalla et al. (2013) concluíram que esta apenas aumenta para substituições de 45%, sendo que para taxas crescentes de substituição a resistência à carbonatação diminui significativamente, chegando mesmo a observar -se a completa carbonatação dos provetes para a taxa de substituição de 65%. Outra conclusão deste estudo está relacionada com a influência da relação a/c. Kalla et al. (2013) verificaram que, para relações a/c maiores, a velocidade com que ocorre a carbonatação é mais elevada em comparação com relações a/c menores. Os resultados de Kalla et al. (2013) para a resistência à carbonatação são apresentados na Figura

35 Profundidade de carbonatação (mm) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore a/c 0,45 a/c 0,50 a/c 0,55 Percentagem de substituição Figura Profundidade de carbonatação em relação à substituição de cimento por cinza volante [adaptado de Kalla et al. (2013)] Resistência à penetração de cloretos A resistência à penetração de cloretos é uma propriedade crucial para estruturas com betão que se encontrem perto do mar, mesmo não estando em contacto directo com este, uma vez que este tipo de substâncias é abundante nesses locais. Um betão armado com fraca resistência à penetração de cloretos pode comprometer a boa qualidade das armaduras ao longo do seu tempo de vida, uma vez que os cloretos em contacto com as armaduras provocam uma corrosão precoce e rápida das mesmas. Binici et al. (2008) referem que a incorporação de agregados de mármore, grossos neste caso, no betão melhora a resistência à penetração de cloretos aos 28 dias em relação ao mesmo teste feito ao betão de referência. Esta redução da penetração de cloretos pode chegar a 70%. Este incluiu também escória de alto-forno moída como agregado fino nos betões. André (2012), por outro lado, no seu estudo semelhante ao de Binici et al. (2008), concluiu o contrário, ou seja, que a incorporação de ARM prejudica esta resistência, como é visível na Figura Essa redução de resistência pode ser explicada pela baixa presença de alumina (Al 2 O 3 ) no mármore utilizado. Uma vez que a presença de alumina beneficia a formação de aluminato tricálcico (C 3 A) e este fixa os iões de cloreto, uma maior percentagem de alumina resulta numa maior resistência à penetração de cloretos. 21

36 Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12 ) Capítulo 2 - Estado da arte Figura Coeficiente de difusão dos cloretos médio em função da taxa de substituição de AN por ARM [André (2012)] Gameiro (2013) chegou a resultados bastante semelhantes aos de André (2012), verificando no entanto um menor aumento do coeficiente de difusão de cloretos (Figura 2.16). O facto pelo qual a incorporação de ARM prejudica a resistência à penetração de cloretos é referido acima, e uma vez que os agregados finos se encontram em menores quantidades no betão do que os grossos, é natural a diferença de resultados entre Gameiro e André. Figura Comparação dos resultados obtidos por Gameiro e André para a resistência à penetração de cloretos [Gameiro (2013)] Gesoglu et al. (2012) testaram betões com incorporação de 5, 10 e 20% de pó de mármore em relação ao peso de cimento utilizado. Chegaram à conclusão de que todos os níveis de adição melhoram a resistência à penetração de cloretos em relação ao betão de referência e que uma adição de 5% em termos de peso de cimento é a que produz os melhores resultados para este teste. Menadi et al. (2009), já referidos, obtiveram uma diminuição da permeabilidade à penetração de cloretos com a adição de 15% de agregados muito finos de calcário. O uso de uma relação a/c de 0,65 a 0,70 pode ter influenciado negativamente este resultado. Não obstante, estes autores recomendam uma maior precaução do uso deste tipo de betões em zonas de ambiente marítimo. 22

37 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Por outro lado, Bonavetti et al. (2000) constataram uma melhoria na permeabilidade à penetração de cloretos em betões com fíleres de calcário incorporados no cimento. Esta diferença de resultados face ao estudo de Menadi et al. (2009) pode ser explicada pelas diferentes relações a/c utilizadas pelos diferentes autores, concluindo-se assim que esta relação é crucial para um bom desempenho deste tipo de betões face à penetração de cloretos. Vijayalakshmi et al. (2013), ao contrário dos restantes autores, concluíram que a resistência à penetração de cloretos é inversamente proporcional à taxa de substituição de finos por pó de granito. No entanto, para substituições de 5, 10, e 15%, o valor da penetração é equivalente ao valor registado para o betão de referência. Vijayalakshmi et al. (2013) referem que o aumento da penetração de cloretos é justificado pela fraca compacidade do betão, levando a uma maior microestrutura porosa e descontinuidade nesse sistema poroso. A baixa compactação do betão está ligada à diminuição da trabalhabilidade do mesmo aquando do aumento da taxa de substituição de finos por pó de granito. Kalla et al. (2013) investigaram a influência da substituição de cimento por cinza volante e da variação da relação a/c na resistência à penetração de cloretos. Os resultados obtidos mostram que esta resistência se mantém aproximadamente constante para as várias taxas de substituição, tendo a máxima resistência à penetração de cloretos sido obtida para 45% de substituição e a mínima resistência para substituições de 65%. Constataram também que, quanto menor a relação a/c, melhor será este tipo de resistência, sendo este resultado explicado pelo facto de, quanto menor a relação a/c, menor a porosidade do betão e mais difícil a entrada de iões de cloreto no betão Retracção No que se refere ao ensaio à retracção, como constatado no início deste subcapítulo, os estudos referentes a este ensaio para incorporação de agregados de mármore são praticamente inexistentes. Coutinho et al. (1994) definem a retracção como a diminuição das dimensões das peças de betão provocada geralmente pela secagem que se verifica desde o final da compactação até ao estado limite de equilíbrio com o ambiente, a temperatura constante e na ausência de qualquer tensão aplicada. É também referido por Coutinho et al. (1994) que a retracção é uma propriedade importante para os materiais de construção pelas suas consequências. A restrição à deformação que normalmente é imposta a estes materiais, tanto por atrito como por ligações sólidas, gera tensões de tracção que podem exceder a resistência conduzindo ao aparecimento de fissuras. Estas afectam a durabilidade pela entrada de água que pode causar a corrosão precoce das armaduras. A retracção é influenciada por vários factores que, por ordem de importância, são: dimensão das peças, teor em água de amassadura, dosagem de cimento, natureza do agregado, granulometria, duração do período de cura, humidade ambiente, composição do cimento, entre outros. A influência dos adjuvantes a longo prazo é pouco relevante, não se observando em geral diferenças superiores a 10%, mas em idades mais jovens por vezes as variações podem ser maiores. Os plastificantes e superplastificantes podem interferir na retracção se forem usados 23

38 Capítulo 2 - Estado da arte para aumentar a trabalhabilidade ou para obter maiores resistências. No primeiro caso, observase que a retracção diminui, enquanto no segundo caso a retracção aumenta [Coutinho et al. (1994)]. Gameiro (2013) estudou a influência da substituição de AN finos por ARM finos na retração do betão, concluindo que esta diminui com o aumento da taxa de adição (Figura 2.17). Tendo em conta as características geométricas do mármore, este permite a formulação de betões mais compactos e uma menor quantidade de pasta cimentícia nos interstícios entre partículas, reduzindo a porosidade do betão. Assim, devido à dificuldade de libertação de água por evaporação, a retracção processou-se de um modo mais lento, provocando menores tensões de compressão no betão. Figura Retracção média aos 91 dias em função da taxa de substituição dos AN por ARM [Gameiro (2013)] Çelik et al. (1996), no seu estudo sobre a influência da substituição de agregados finos por pó de calcário, concluíram que, em paralelo ao que acontece com a resistência à compressão, a retracção aumenta até à taxa de substituição de 10% e, a partir desta, diminui ( Figura 2.18). Na explicação para este resultado, Çelik et al. (1996) apenas citam Arthanary et al. (1985) afirmando que betões mais resistentes são mais rígidos, menos permeáveis e altamente resistentes a efeitos climáticos, mas exibem maior retracção, o que está de acordo com os resultados obtidos por Çelik et al. (1996). 24

39 Retração (x10-6 m/m) Retracção (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Percentagem de pó de calcário Figura Retracção em função da taxa de substituição de agregados finos por pó de calcário [adaptado de Çelik et al. (1996)] Kalla et al. (2013) avaliaram a retracção de betões com substituição do cimento por cinza volante e diferentes relações a/c. Estes autores utilizaram um sistema digital para leitura de tensões no betão causadas pela retracção do mesmo. Os resultados obtidos por Kalla et al. (2013) podem ser observados na Figura 2.19, na qual é notório um aumento das tensões no betão com o aumento da taxa de substituição, à parte algumas variações residuais. A retracção aumenta também com o aumento da relação a/c, o que é explicado pelo facto de os betões, ao terem mais água na sua constituição, perderem também mais água por reacções de hidratação com o cimento e por evaporação ao longo do tempo. a/c 0,45 a/c 0,50 a/c 0,55 Percentagem de substituição Figura Retracção em função da taxa de substituição de cimento por cinza volante [adaptado de Kalla et al. (2013)] 2.5. Propriedades de adjuvantes do tipo plastificantes Coutinho (1988) define adjuvante como a substância utilizada em percentagem inferior a 5% da massa do cimento, adicionada durante a amassadura, aos componentes normais das argamassas e betões, com o fim de modificar certas propriedades destes materiais, quer no 25

40 Capítulo 2 - Estado da arte estado fluido, quer no estado sólido, quer ainda no momento da passagem de um estado para o outro. Os adjuvantes do tipo plastificantes podem também ser designados por redutores da água de amassadura. Estes são substâncias constituídas por moléculas tenso-activas que compreendem uma parte hidrófila, cujo efeito é baixar a tensão superficial da água na intersuperfície em que está absorvida, e outra parte, hidrófoba, pouco importante neste caso. A predominância do grupo hidrófilo provoca uma forte tendência para que o adjuvante seja absorvido pelas partículas mais finas dos agregados [Coutinho (1988)]. Ao adicionar um agente plastificante à água, este é absorvido pelas partículas de cimento, expulsando o ar em contacto com estas. Desta forma, é formada uma camada de moléculas de água à volta das partículas, reduzindo o atrito entre si, tornando-se desnecessária para a redução a existência de camadas muito espessas de água, o que permite aproximá-las sem que o atrito aumente. Este fenómeno dá o nome a este tipo de adjuvantes de redutores da água de amassadura [Coutinho (1988)]. Os plastificantes são adicionados ao betão com as seguintes finalidades [Coutinho (1988)]: aumentar a tensão de rotura; reduzir a dosagem de cimento, sem alterar a tensão de rotura nem a trabalhabilidade; aumentar a trabalhabilidade, mantendo a relação água / cimento; diminuir a permeabilidade. Quando este tipo de adjuvantes é adicionado sem existir uma correcção da trabalhabilidade, o u seja, da relação a/c, os efeitos causados pela adição podem não ser tão benéficos como os esperados (Figura 2.20). A correcção da trabalhabilidade é fundamental para um bom aproveitamento das propriedades dos plastificantes. Figura Influência de adjuvantes do tipo plastificante em função da dosagem de cimento e da correcção da trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão [Coutinho (1988)] Os plastificantes permitem reduzir entre 5 e 15% a quantidade de água, provocando um aumento da tensão de rotura de 10 a 20%. 26

41 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Os superplastificantes funcionam de modo idêntico aos plastificantes, tendo uma eficiência muito maior. Permitem reduzir a relação a/c entre 20 e 30% para a mesma trabalhabilidade sem influenciar o processo de hidratação. Ao contrário dos plastificantes, que são subprodutos industriais, os superplastificantes são produtos industriais produzidos especialmente para dispersantes de cimento. Estes têm um efeito mais intenso e menos duradouro mas podem ser adicionados de novo antes de o betão fazer presa, uma propriedade bastante interessante principalmente quando o betão tem de ser transportado durante muito tempo após o seu fabrico. O não ajuste da trabalhabilidade no caso de adições de superplastificantes pode levar à diminuição das tensões de rotura do betão, uma vez que o efeito redutor de água destes adjuvantes é bem maior do que o dos plastificantes. A correcta correcção da relação a/c (trabalhabilidade) é crucial no uso de superplastificantes, como é visível na Figura Figura Influência dos superplastificantes em função da dosagem de cimento e da correcção da trabalhabilidade na tensão de rotura à compressão do betão [Coutinho (1988)] Utilização em betões Cartuxo (2013) estudou a influência de adjuvantes do tipo plastificante na durabilidade de betões com incorporação de agregados finos reciclados de betão. No seu estudo, utilizou dois tipos de plastificantes, um deles de utilização corrente e outro do tipo superplastificante, à semelhança do que é feito nesta dissertação. Para o caso do plastificante corrente, a sua adição nos vários tipos de betões teve uma influência positiva, observando-se uma melhoria das propriedades destes. Este tipo de adjuvante provocou, no betão de referência, uma melhoria de mais de 30% da resistência à compressão, da absorção de água por capilaridade e da resistência à carbonatação. Cartuxo concluiu, também, que o aumento da presença de agregados finos reciclados de betão atenua a capacidade de actuação dos plastificantes correntes, explicando que, ao ser incorporado este tipo de agregados, existe um aumento da superfície específica, sendo portanto também necessário, devido ao mecanismo de actuação dos plastificantes, um aumento da quantidade de plastificante. Já no caso dos superplastificantes, a incorporação de agregados finos reciclados de betão não prejudica a sua 27

42 Resistência à compressão (MPa) Capítulo 2 - Estado da arte capacidade de actuação. A incorporação de superplastificantes permitiu um aumento em mais de 35% de todas as propriedades estudadas à excepção da retracção. Sumer (2007) estudou a viabilidade do uso de fíleres e de superplastificante em betões de alta resistência. Foram formulados betões com 375, 400 e 425 kg/m 3 em quantidade de cimento e, para cada quantidade de cimento, um tipo de betão sem adições, outro com adição de 1,5% de superplastificante, em relação ao peso de cimento, e um último com adição de 1,5% de superplastificante e 5% de substituição do peso de cimento por fíler. A trabalhabilidade foi mantida em 170 ± 15 mm para todos os tipos de betão. Sumer (2007) avaliou a resistência à compressão e a massa volúmica dos referidos betões, tendo concluído que uma substituição de 5% em peso de cimento por fíler, em conjunto com o superplastificante, potencia a resistência à compressão num valor de 9% em relação ao betão apenas com adição de superplastificante e em 25 a 33% em relação ao betão sem qualquer tipo de adições ou substituições. Os resultados dos ensaios da resistência à compressão aos 28 dias realizados por Sumer (2007) são ilustrados na Figura Quanto à massa volúmica, Sumer (2007) concluiu que, tanto a utilização de superplastificantes como a substituição de fíleres por cimento, aumentam esta propriedade (Figura 2.23) e diminuem a presença de ar no interior do betão. Estes indicadores têm especial significado para a presente dissertação, uma vez que o betão, ao ter uma menor quantidade de ar no seu interior, terá uma maior compacidade e logo melhores propriedades em termos de durabilidade. Sem aditivo Aditivo químico Aditivo químico + fíler Dosagem 375 kg/m 3 Dosagem 400 kg/m 3 Dosagem 425 kg/m 3 Figura Resistência à compressão em relação à adição de superplastificante e/ou substituição de cimento por fíler [adaptado de Sumer (2007)] 28

43 Massa volúmica (kg/m 3 ) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Sem aditivo Aditivo químico Aditivo químico + fíler Dosagem 375 kg/m 3 Dosagem 400 kg/m 3 Dosagem 425 kg/m 3 Figura Massa volúmica em relação à adição de superplastificante e/ou substituição de cimento por fíler [adaptado de Sumer (2007)] Peiwei et al. (2001) avaliaram a influência de superplastificantes e de material muito fino na durabilidade de betões de alta resistência. Estes autores utilizaram escória de fósforo (phosphoric slag) como material muito fino. A quantidade de água foi constante para todos os tipos de betão, enquanto que o superplastificante foi utilizado em cinco taxas em relação ao peso de cimento, nomeadamente 0, 8, 10, 12 e 14%. Em termos de material muito fino, este substituiu o cimento numa taxa de 0 e 20% em relação ao peso de cimento, sendo a quantidade de referência do cimento de 550 kg/m 3. Peiwei et al. (2001) concluíram que, no que se refere à trabalhabilidade, o betão é mais fluido com a substituição de 20% de cimento por agregados muito finos em relação ao betão de referência. Concluíram também que, com o incremento de superplastificante, a trabalhabilidade aumenta mais rapidamente nos betões com agregados muito finos. Em relação à penetração de cloretos, Peiwei et al. (2001) formularam betões com adição de superplastificante e com 30 e 50% de substituição de cimento por agregados muito finos, para além de um betão de referência apenas com adição de superplastificante. No que diz respeito a esta última propriedade, Peiwei et al. (2001) observaram uma diminuição da difusão de cloretos no betão com o aumento da taxa de substituição de cimento, tendo esta reduzido entre 23 e 33% em relação ao betão de referência. Valcuende et al. (2012) estudaram a influência do uso de fíleres de calcário e de superplastificantes na retracção de betões auto-compactantes. Os referidos autores formularam seis tipos de betões, todos com uma relação a/c de 0,6: N-300, contendo 300 kg/m 3 de cimento e adição de 1,2% em peso de cimento de superplastificante; S-300/125, contendo 300 kg/m 3 de cimento e adições de 1,9% em peso de cimento de superplastificante e de 125 kg/m 3 de fíler de calcário; N-350, contendo 350 kg/m 3 de cimento e adição de 0.3% em peso de cimento de superplastificante; S-350/0, contendo 350 kg/m 3 de cimento e adição de 1.6% em peso de cimento de superplastificante; S-350/45, contendo 350 kg/m 3 de cimento e adições de 1,6% em peso de cimento de superplastificante e de 45 kg/m 3 de fíler de calcário; S-350/90, contendo 350 kg/m 3 de cimento e adições de 1,5% em peso de cimento de superplastificante e de 90 kg/m 3 de fíler de calcário. As referidas nomenclaturas são importantes para a compreensão da Figura 2.24, que representa a retracção ao longo de 365 dias nos betões ensaiados. Valcuende et al. (2012) chegaram a duas conclusões importantes, sendo a primeira a diminuição da retracção 29

44 Retracção (x10-6 m/m) Retracção (x10-6 m/m) Capítulo 2 - Estado da arte quando é adicionado superplastificante e a segunda o aumento da retracção com o incremento da taxa de adição de fíleres de calcário. Tempo (dias) Tempo (dias) Figura Retracção em função da adição de fíler de calcário de betões auto-compactaveis com 300 kg/m 3 de cimento (esquerda) e com 350 kg/m 3 (direita) [adaptado de Valcuende et al. (2012)] 2.6. Outras aplicações das lamas de corte de mármore A investigação feita em novas aplicações de agregados de mármore tem sido bastante activa nos últimos anos. A preocupação em encontrar formas de aproveitar este tipo de resíduos é a causa para este aumento de investigação, uma vez que estes se acumulam nos aterros das pedreiras e têm grandes impactes tanto a nível visual como a nível ambiental. Existe também a necessidade de aproveitamento destes materiais pois, como referido, na indústria do mármore existe uma grande percentagem de desperdícios e é portanto um benefício económico para estas indústrias que existam outras utilizações e alternativas de aproveitamento destes resíduos. Bilgin et al. (2012) referem que a adição de LCM na produção de argamassas para a produção de tijolos é uma alternativa muito interessante. Concluíram que, para uma adição até 10% em peso deste material, as propriedades dos tijolos se mantêm constantes e, para adições superiores a 10%, existe uma melhoria das suas propriedades mecânicas, bem como um aumento da compacidade para relações de a/c iguais. Num estudo feito por Alyamaç et al. (2009), estes concluíram que a incorporação de LCM em betões autocompactáveis tem como resultado uma melhoria das suas propriedades no seu estado endurecido. Topçu et al. (2009) obtiveram os mesmos resultados do que Alyamaç. Corinaldesi et al. (2010) e Aliabdo et al. (2014) verificaram ainda que, devido ao seu elevado grau de finura, a adição deste tipo de agregados melhora o nível de compacidade de argamassas e betões. Aruntas et al. (2010) conseguiram ainda concluir que o custo da produção de cimento pode ser reduzido adicionando 10% em peso de cimento de LCM, trazendo também bastantes benefícios para as suas propriedades quando fresco e endurecido. 30

45 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 2.7. Conclusões A realização desta pesquisa proporcionou uma maior compressão da influência de se incorporar tanto outros tipos de agregados para além dos correntemente utilizados como adjuvantes do tipo plastificantes. Foi possível concluir que existe uma lacuna nas investigações feitas na temática de betões com agregados reciclados no que se refere às propriedades em termos de durabilidade, sendo portanto a presente dissertação uma contribuição para a diminuição desta lacuna bibliográfica. É possível concluir que as propriedades dos agregados muito finos de mármore são semelhantes entre si em diferentes zonas, à excepção da superfície específica, que varia consoante o grau de trituração do mármore e de outros processos aquando da sua formação nas pedreiras Sobre as propriedades do betão no estado fresco, conclui-se que a trabalhabilidade, com a incorporação de agregados muito finos, diminui porque o material muito fino apresenta uma elevada superfície específica, sendo portanto necessária a utilização de maiores quantidades de água para níveis de trabalhabilidade semelhantes, e ao mesmo tempo pela sua forma angulosa, oferece mais atrito à movimentação dos constituintes do betão no seu interior e diminui assim a sua fluidez. Quanto à massa volúmica, a generalidade dos autores conclui que esta não sofre variações significativas em relação a betões correntes. Analisando as propriedades do betão no estado endurecido, a presença de agregados muito finos permite uma melhoria deste tipo de propriedades. No que diz respeito à absorção de água por capilaridade, esta diminui até certas taxas de substituição, uma vez que, ao incorporar material muito fino no betão, este material irá preencher os vazios no betão dificultando assim fenómenos de absorção de água por capilaridade. À semelhança da absorção de água por capilaridade, a absorção de água por imersão diminui como o aumento da taxa de incorporação de agregados muito finos, sendo apenas registado por Vijayalakshmi et al. (2013) um aumento deste fenómeno. Quanto à resistência à carbonatação, existe uma diminuição com a incorporação de agregados muito finos, sendo que Kalla et al. (2013) observam ainda que esta propriedade diminui mais rapidamente para relações a/c maiores. Já para a resistência à penetração de cloretos, os resultados variam entre os vários autores, sendo que a única conclusão consensual é que esta resistência aumenta para menores valores da relação a/c. Por último e apesar de não existirem muitos estudos efectuados analisando a retracção de betões com agregados muito finos, foi possível concluir que a incorporação deste tipo de agregados no betão potencia este fenómeno. Finalmente, com a presente compilação de pesquisas bibliográficas, conclui-se que a incorporação de adjuvantes do tipo plastificante melhora todas as propriedades do betão, à excepção da retracção, que piora com a utilização deste tipo de adjuvante. 31

46 32 Capítulo 2 - Estado da arte

47 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 3. Campanha experimental 3.1. Introdução Com este capítulo, pretende-se descrever a campanha experimental realizada no âmbito da presente dissertação de mestrado. Desta forma, descreve-se a formulação dos betões de referência, com e sem superplastificantes, os procedimentos experimentais utilizados na sua produção, os ensaios aos seus constituintes, bem como os ensaios ao betão no estado fresco e endurecido. No que se refere aos ensaios laboratoriais aos constituintes do betão, apenas foram analisados os agregados grossos e finos e as lamas de corte de mármore (LCM) a incorporar neste. A análise apenas destes constituintes deve-se ao facto de a água utilizada ser proveniente da rede de abastecimento pública de Lisboa e de o cimento ter sido sujeito a um controlo de qualidade na central de produção. No presente capítulo, é também feita referência à regulamentação em vigor no âmbito dos ensaios laboratoriais aos agregados e ao betão no estado fresco e endurecido. A referida regulamentação, representada na prática por normas e especificações, permite um maior rigor nos ensaios realizados bem como a possibilidade de comparação de resultados com dis sertações e artigos referentes a matérias idênticas à da presente dissertação Planificação das fases da campanha experimental Com o intuito de simplificar o planeamento da campanha experimental, esta foi dividida em três fases. A primeira diz respeito aos ensaios dos componentes do betão, nomeadamente os agregados grossos e finos, a segunda à realização de betonagens experimentais e definitivas e a terceira aos ensaios de durabilidade feitos ao betão no estado endurecido. É importante referir que as primeiras duas fases da campanha experimental foram realizadas em conjunto com o aluno Ricardo Rodrigues, enquanto na terceira fase este analisou o betão quanto às suas propriedades mecânicas, resultando numa dissertação paralela e complementar da presente. Uma vez que para, a compreensão dos resultados do desempenho em termos de durabilidade do betão, é crucial analisar alguns parâmetros mecânicos deste, será feita referência aos resultados obtidos pelo referido aluno na análise da durabilidade feita na pre sente dissertação Primeira fase experimental A caracterização realizada aos agregados utilizados na constituição do betão teve por base cinco ensaios para os grossos e três ensaios para os finos, sendo que o índice de forma e o índice de desgaste de Los Angeles apenas são analisados para os agregados grossos. Esta caracterização permite conhecer as propriedades destes constituintes do betão, para poder ser feita uma análise mais rigorosa dos resultados obtidos no final da presente campanha experimental. 33

48 Capítulo 3 - Campanha experimental Na Tabela 3.1, são apresentados os ensaios e respectivas normas utilizadas na análise dos agregados. Tabela Ensaios e normas utilizadas na caracterização dos agregados Tipo de Agregados Agregados grossos Agregados finos Ensaio Norma Absorção de água e massa volúmica NP EN (2003) Análise granulométrica NP EN (2000) e NP EN (1999) Baridade e volume de vazios NP EN (2003) Desgaste de Los Angeles LNEC E-237 (1970) Índice de forma NP EN (2002) Absorção de água e massa volúmica NP EN (2003) Análise granulométrica NP EN (2000) e NP EN (1999) Baridade e volume de vazios NP EN (2003) No que se refere às LCM, estes foram ensaiados no Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC), tendo sido submetidos aos ensaios apresentados na Tabela 3.2. Tabela Normas e ensaios realizados às LMC Ensaio Norma Superfície específica de Blaine e massa volúmica NP EN Baridade NP EN Análise granulométrica NP EN Composição química NP EN Composição mineralógica Segunda fase experimental Esta segunda fase da campanha experimental foi subdividida em duas partes: uma primeira com o objectivo de produção de várias amassaduras experimentais e uma segunda visando a produção dos betões definitivos. No que refere às amassaduras experimentais, estas representam uma etapa importante de preparação das amassaduras finais, uma vez que através destas serão corrigidas algumas incertezas no que se refere à relação a/c dos betões e, dessa forma, à sua trabalhabilidade. Estas correcções tornam-se importantes, uma vez que se pretende que todos os betões finais produzidos estejam inseridos na mesma classe de trabalhabilidade e, assim sendo, seja possível a comparação de resultados entre estes. O valor do abaixamento do cone de Abrams, medida indirecta da trabalhabilidade, foi estabelecido em 125 ± 15 mm. No final desta primeira parte da segunda fase experimental, tornou-se possível formular as amassaduras finais a serem produzidas 34

49 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Na segunda parte da presente fase, foram produzidos todos os betões definitivos para posterior análise em termos de durabilidade. Logo após a sua produção, foram realizados os ensaios ao betão no estado fresco. Estes ensaios, e respectivas normas, são apresentados na Tabela 3.3. Tabela Ensaios e normas utilizadas para análise do betão no estado fresco Ensaio Norma Abaixamento do cone de Abrams NP EN (2002) Massa volúmica no estado fresco NP EN (2002) Terceira fase experimental Na última fase da campanha experimental, foram analisados todos os betões quanto às suas características em termos de durabilidade. Nessa análise, foram realizados ensaios de absorção por capilaridade e imersão, resistência à penetração de cloretos e à carbonatação, e retracção. O ensaio de resistência à compressão, realizado pelo aluno Ricardo Rodrigues, será também contemplado na presente dissertação, uma vez que esses resultados servirão para comparar as características mecânicas com as características em termos de durabilidade dos betões. Na Tabela 3.4 são apresentadas as normas referentes aos ensaios a realizar ao betão no estado endurecido. Tabela Ensaios e normas utilizadas na análise do betão no estado endurecido Ensaio Norma Resistência à compressão NP EN (2003) Absorção de água por capilaridade LNEC E 393 (1993) Absorção de água por imersão LNEC E 394 (1993) Resistência à penetração de cloretos LNEC E 463 (2004) Resistência à carbonatação LNEC E 391 (1993) Retracção LNEC E 398 (1993) 3.3. Formulação do betão de referência O betão de referência utilizado na presente dissertação foi formulado através da curva de referência de Faury, sendo os cálculos necessários para essa formulação apresentados no Anexo A. No mesmo anexo, são apresentados os provetes utilizados em cada amassadura de betão, assim como a estimativa do volume de total de betão a ser produzido no decorrer da campanha experimental. No Anexo B, são apresentadas as fichas técnicas dos adjuvantes do tipo plastificante utilizados no decorrer da campanha experimental. Na Tabela 3.5, são apresentadas as características gerais e componentes a incorporar nos betões produzidos ao longo da campanha experimental. Na Tabela 3.6, é apresentada a composição dos vários betões produzidos. 35

50 Capítulo 3 - Campanha experimental Tabela Características gerais e componentes dos betões formulados Parâmetro Descrição Classe de resistência C25/30 Classe de consistência S3 (100 a 150 mm) Classe de exposição XC3 (moderadamente húmido) Ligante CEM II 42,5R Tipo de agregados primários Areia de rio Máxima dimensão do agregado 22,4 mm Água de amassadura Potável, da rede de abastecimento pública de Lisboa Local de fabrico Laboratório de Construção Adjuvantes e adições Sikament 400 Plus, SikaPlast 898 e lamas de corte de mármore Tabela Composição dos betões produzidos, por metro cúbico, ao longo da campanha experimental BR B0,5 B0,10 B0,20 B1,0 B1,5 B1,10 B1,20 B2,0 B2,5 B2,10 B2,20 Taxa de substituição (%) Cimento (kg) , , Água (l) ,3 190,1 184, ,5 165,9 163, ,6 152,1 153,6 Areia 1 (kg) 622,0 618,9 618,9 622,0 641,2 638,0 641,2 641,2 660,4 657,2 654,0 650,8 Areia 2 (kg) 326,4 324,7 324,7 326,4 336,5 334,8 336,5 336,5 346,6 344,9 343,2 341,5 Bago de arroz (kg) 167,1 166,2 166,2 167,1 172,3 171,4 172,3 172,3 177,4 176,5 175,7 174,8 Brita 1 (kg) 129,0 128,3 128,3 129,0 132,9 132,3 132,9 132,9 136,9 136,3 135,6 134,9 Brita 2 (kg) 548,3 545,5 545,5 548,3 565,2 562,4 565,2 565,2 582,1 579,3 576,5 573,7 LCM (kg) 0 15,4 30,7 61,4 0 15,4 30,7 61,4 0 15,4 30,7 61,4 Adjuvante (kg) ,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 Relação a/l 0,54 0,55 0,55 0,54 0,48 0,49 0,48 0,48 0,42 0,43 0,44 0,45 Abaixamento (cm) 12,5 12,6 12,3 12,3 11,8 13,1 12,5 12,3 13, ,5 12, Produção dos betões A produção dos betões engloba duas fases, sendo a primeira o processo de amassadura em si e a segunda a correcção da relação água/cimento. Esta segunda fase apenas é executada quando o valor do ensaio de abaixamento não se encontra nos limites estipulados no subcapítulo Processo de amassadura O processo de amassadura foi, na presente dissertação, alvo de estudo. À partida, existe um processo de amassadura geralmente usado para o caso de betões correntes. Já a presente dissertação, ocorrem duas situações não tão comuns, que passam pela adição de LCM e de adjuvantes do tipo plastificantes. 36

51 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Não obstante, o processo de amassadura iniciou-se sempre com a medição dos seus constituintes em massa, sendo esta mais exacta e prática em relação à medição dos componentes em volume. De referir que os últimos componentes a serem medidos foram sempre a água e o cimento, para evitar os fenómenos de evaporação da primeira e de hidratação do segundo. No que se refere ao processo de amassadura do betão de referência, este iniciou-se pela humidificação da betoneira e continuou-se o processo pelos passos referidos de seguida: colocou-se os agregados grossos e 2/3 da água prevista para a amassadura na betoneira, em conjunto com a água a ser absorvida pelos agregados naturais; após 4 minutos de mistura, foram adicionados os agregados finos e continuou-se o processo de mistura por mais 2 minutos, até se obter uma mistura homogénea; no final, colocou-se na betoneira o restante 1/3 de água prevista para o processo de amassadura e o cimento, deixando-se homogeneizar a mistura por mais 4 minutos. As diferenças entre o processo normal de amassadura e os restantes são: nos betões com incorporação de LCM, estas foram colocadas na betoneira em conjunto com os agregados grossos e antes da adição dos 2/3 da água de amassadura; de seguida, foi ligada a betoneira durante aproximadamente 5 minutos, tapando a abertura da betoneira com um material plástico para evitar a saída do material muito fino; este processo é feito para permitir a degradação de alguns grumos existentes no conjunto das LCM; nos betões com adição de adjuvantes do tipo plastificantes, como recomendado pelo seu fabricante, estes são misturados com o último terço de água a ser colocada na mistura. Após o processo de amassadura, o betão é descarregado para um carrinho de mão (Figura 3.1) e transportado para a zona onde se encontram os moldes, tendo estes sido previamente lubrificados com óleo descofrante. De seguida, o betão é vibrado com um vibrador de agulha, durante 20 segundos. Durante o processo de vibração, é necessário manter a agulha numa posição vertical, sem tocar na superfície do molde para evitar que a calda de cimento se acumule ao longo desta, e a sua introdução e retirada do provete devem ser feitas a velocidade constante. Figura Colocação do betão do carrinho de mão após o processo de amassadura Findo o processo de vibração, os provetes foram mantidos à temperatura e humidade ambientes, sendo apenas colocada uma folha plástica sobre os moldes para minimizar a evaporação inicial, 37

52 Capítulo 3 - Campanha experimental durante 24 horas, período após o qual foram colocadas os provetes nas respectivas câmaras de cura Ensaios aos agregados Introdução Os agregados são componentes geralmente inertes do betão que influenciam as suas características, tanto no estado fresco como no estado endurecido. Uma vez que estes componentes ocupam uma importante parte do betão, a sua caracterização é imprescindível. Existem vários tipos de ensaios para caracterizar as propriedades dos betões, entre os quais os ensaios às propriedades geométricas e às propriedades mecânicas e físicas. Quanto aos ensaios às propriedades geométricas, foi feita uma análise à forma e composição granulométrica dos agregados, através dos ensaios de determinação do índice de forma, apenas para os agregados grossos, e de análise granulométrica. No que se refere às propriedades mecânicas e físicas, foram realizados ensaios para determinação da absorção de água e massa volúmica, baridade e volume de vazios, e o ensaio de desgaste de Los Angeles, sendo que este último foi apenas efectuado para os agregados grossos Análise granulométrica Objectivos e normas de ensaio A análise granulométrica permite a determinação da granulometria dos agregados, quantificando a percentagem de partículas de agregado retidas numa série de peneiros com aberturas normalizadas. Com esta análise, é possível representar as curvas granulométricas dos vários agregados e, a partir destas, determinar as proporções ideais a incorporar no betão para que a sua compacidade seja a melhor possível. No que se refere à regulamentação, foram utilizadas as normas NP EN (2000) Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: Análise granulométrica. Método de peneiração e NP EN (1999) Ensaios para determinação das características geométricas dos agregados. Parte 2: Determinação da distribuição granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão nominal das aberturas. A primeira define o procedimento experimental a seguir para a análise granulométrica e a segunda os peneiros de ensaio a utilizar e respetivas dimensões das aberturas Equipamento utilizado Na realização do ensaio de análise granulométrica, foram necessários os seguintes equipamentos: peneiros de ensaio; peneirador mecânico (Figura 3.2); estufa ventilada (110 ± 5 C) (Figura 3.2); balança de precisão de ± 0,1% da massa a utilizar; 38

53 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore tabuleiros; escova metálica. Figura Estufa ventilada a 110 ± 5 C (esquerda) e peneirador mecânico (direita) Definição das amostras Na definição da massa das amostras a ensaiar, recorreu-se à máxima dimensão do agregado, como preconizado na NP EN Esta dimensão representa a menor abertura do peneiro que retém no máximo 10% da massa dos agregados. Desta forma, na Tabela 3.7, são apresentados os valores estipulados na norma. Tabela Massa mínima dos provetes de ensaio Máxima dimensão do Massa mínima do agregado D máx (mm) provete (kg) 0,4 0,2 8 0,6 16 2, Para valores intermédios aos estipulados pela norma, a massa mínima do provete é obtida através de uma interpolação linear entre os valores tabelados. Para garantir massa constante, os agregados foram previamente secos em estufa ventilada a uma temperatura de 110 ± 5 ºC por um período de 24 horas, período após o qual se realizaram pesagens sucessivas intercaladas de 1 hora até que a massa do provete não apresentasse variação de massa superior a 0,1%. Assim que se concluiu que estes apresentavam massa constante, foi iniciado o ensaio Procedimento experimental O procedimento de ensaio seguiu as seguintes etapas: 39

54 Capítulo 3 - Campanha experimental após secagem do provete em estufa ventilada até massa constante, foi registada a sua massa - M 1 ; lavou-se a amostra com água, através do peneiro de 0,063 mm, até que a água ao atravessar a amostra apresentasse um aspecto límpido; secou-se a amostra através do procedimento anteriormente descrito e registou-se de novo a sua massa - M 2 : colocou-se a amostra na coluna de peneiros, de acordo com a NP EN 933-2, com os peneiros por ordem decrescente de abertura da malha, de cima para baixo; peneirou-se a amostra através do agitador mecânico em intervalos de 90 segundos até que a massa retida em cada peneiro não variasse mais do que 1%; pesou-se o material retido em cada peneiro - R i ; pesou-se ainda o material retido no fundo da coluna de peneiros, o refugo - R Cálculo dos resultados do ensaio Para definir as várias curvas granulométricas, foi utilizada a expressão 3.1 para calcular a percentagem de material retido em cada peneiro: onde, %R i - percentagem de material retido no peneiro i; R i - massa de material retido no peneiro i (g); M 1 - massa total da amostra seca (g). %R i = R i M (3.1) A acrescentar a estes valores, foi também calculada a quantidade de finos presente na amostra, dada pela expressão 3.2: onde, %f = (M 1 M 2 ) + R 0 M (3.2) %f - percentagem de finos presente na amostra que atravessa o peneiro de 0,063 mm; M 1 - massa total da amostra seca (g); M 2 - massa da amostra após lavagem e secagem (g); R 0 - massa da amostra após lavagem e secagem que atravessa o peneiro 0,063 mm (g). A norma define ainda que, de forma a validar a execução do presente ensaio, a soma das massas R 0 e (M 1 -M 2 ) não tenha uma diferença superior a 1% em relação à massa inicial da amostra M 1. Caso isto não se verifique, o ensaio torna-se inválido e é necessário repeti-lo. A partir dos valores das percentagens obtidos através deste processo determinaram-se os módulos de finura através da soma das percentagens totais de material retido nos peneiros da série principal, dividida por

55 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Índice de forma Objectivos e normas de ensaio O presente ensaio tem como objectivo a determinação do índice de forma dos agregados, caracterizando as partículas como cúbicas ou não cúbicas. Esta caracterização é feita relacionando o comprimento das maiores e menores dimensões das partículas, classificando-as de cúbicas ou não cúbicas se essa relação for maior ou menor do que três, respectivamente. O índice de forma apenas é avaliado para os agregados grossos, uma vez que os procedimentos experimentais correntes tornam impossível a sua realização para o caso dos agregados finos. A forma dos agregados tem elevada importância para o comportamento do betão, nomeadamente na trabalhabilidade e compacidade, sendo que é preferível que os agregados tenham uma forma arredondada e cúbica, ao invés de uma forma angulosa e alongada. A regulamentação seguida para o procedimento experimental deste ensaio foi a norma NP EN (2002) Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 4: Determinação da forma das partículas - Índice de forma Equipamento utilizado Na realização do ensaio laboratorial, foi utilizado o seguinte equipamento: balança de precisão de ± 0,1% da massa a utilizar; estufa ventilada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.2); craveira electrónica; peneirador mecânico; peneiros de ensaio Definição das amostras A massa mínima das amostras a ensaiar está relacionada com a máxima dimensão do agregado a ensaiar, sendo que foi utilizada a Tabela 3.8 para a sua determinação. Para valores da dimensão máxima do agregado intermédios, recorreu-se a uma interpolação linear para determinar essa massa. Tabela Massa mínima da amostra para o ensaio de índice de forma Máxima dimensão do Massa mínima do agregado D máx (mm) provete (kg) 8 0, Anteriormente ao ensaio, os provetes foram secos em estufa ventilada a 110 ± 5 C até se obter massa constante, sendo então peneirada e registada a massa das partículas cuja dimensão se encontra entre 4 e 63 mm - M 1. 41

56 Capítulo 3 - Campanha experimental Procedimento experimental Após a preparação dos provetes, foram seguidas as seguintes etapas para a determinação do índice de forma: peneirou-se os provetes de ensaio nas diferentes granulometrias; registou-se as massas retidas em cada um dos peneiros de referência e a sua percentagem relativa à massa total - M fi e %f i ; excluiu-se todas as fracções granulométricas com percentagem relativa inferior a 10%; mediu-se as máximas e mínimas dimensões das partículas e juntou-se as não cúbicas por granulometria; pesou-se cada conjunto de partículas não cúbicas por fracção granulométrica - M ni Cálculo dos resultados do ensaio A partir dos valores obtidos através do procedimento experimental descrito, o índice de forma foi calculado recorrendo à seguinte expressão: onde, I f - índice de forma (%); I f = y i=1 M ni x i=1 M fi 100 (3.3) M fi - somatório da massa de x partículas de cada uma das fracções granulométricas (g); M ni - somatório da massa de y partículas não cúbicas pertencentes a cada uma das fracções granulométricas (g) Desgaste de Los Angeles Objectivos e normas de ensaio O ensaio de desgaste de Los Angeles tem como objectivo avaliar a resistência à fragmentação e desgaste dos agregados grossos, através da perda de massa decorrente do contacto com uma carga abrasiva. A resistência à fragmentação está directamente ligada à resistência mecânica dos agregados e, deste modo, à resistência mecânica do betão. No que se refere à regulamentação, foi seguida a metodologia proposta pela especificação LNEC E-237 (1970) Ensaio de desgaste pela máquina de Los Angeles Equipamento utilizado O equipamento utilizado no presente ensaio foi o seguinte: balança de precisão de ± 0,1% da massa a utilizar; peneiros de ensaio; estufa ventilada (110 ± 5 C) (Figura 3.2); 42

57 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore peneirador mecânico; máquina de desgaste de Los Angeles (Figura 3.3); carga abrasiva composta por 11 esferas de aço com diâmetro entre 46 e 49 mm e massa entre 400 e 445 g Definição das amostras Figura Máquina de desgaste de Los Angeles Na especificação seguida para a realização deste ensaio, é definido que este deve ser feito a um conjunto de partículas pertencentes a um agregado que passe num peneiro de ensaio com uma malha de 14 mm e que é retido num peneiro de 10 mm. É ainda definido que a amostra apresente uma massa de 5 kg e que respeite uma das seguintes composições: entre 60 e 70% da amostra passa no peneiro de ensaio com malha de 12,5 mm; ou entre 30 e 40% da amostra passa no peneiro de ensaio com malha de 11.2 mm. Na preparação do ensaio, procedeu-se à peneiração do provete de modo a obter fracções granulométricas de 10 a 11,2 mm e de 12,5 a 14 mm. De seguida, lavou-se e secou-se cada uma das fracções granulométricas até massa constante em estufa ventilada (110 ± 5 C). Retirou -se a amostra da estufa, compôs-se o provete de acordo com os requisitos de granulometria apresentados e reduziu-se de modo a que a amostra apresentasse uma massa de 5000 ± 5 g. Esta massa é registada como M Procedimento experimental O procedimento experimental passou pelas seguintes fases: preparou-se a carga abrasiva em função das dimensões do provete de ensaio; introduziu-se a amostra e a carga abrasiva na máquina de Los Angeles; 43

58 Capítulo 3 - Campanha experimental ligou-se a máquina de desgaste a uma velocidade aproximadamente constante de 30 a 33 rpm; após 500 revoluções, o provete foi cuidadosamente retirado da máquina e peneirado através do peneiro com malha de 1,6 mm; lavou-se e secou-se o material retido em estufa ventilada (110 ± 5 C) até massa constante; pesou-se a massa de material retido já lavado - M Cálculo dos resultados do ensaio O resultado do ensaio é dado através do coeficiente de Los Angeles (LA), que representa a percentagem de massa que passa pelo peneiro com malha de 1,6 mm após a realização do ensaio. O seu valor é calculado através da expressão (3.4): onde, LA (%) = M 1 M 2 M (3.4) M 1 - massa do provete (g); M 2 - massa de material que fica retido no peneiro com malha de 1,6 mm (g) Absorção de água e massa volúmica Objectivos e normas de ensaio A massa volúmica e a absorção de água dos agregados são as características mais relevantes destes agregados para uma correcta composição do betão. No que se refere à massa volúmica, esta é essencial no processo de fabrico do betão. Apesar de as dosagens de agregados serem calculadas em volume, por razões práticas é mais conveniente a sua dosagem em massa, sendo portanto necessário o conhecimento da massa volúmica para esta conversão de volume para massa. O conhecimento da absorção de água dos agregados é importante, porque na formulação do betão apenas é calculada a água necessária para a correcta presa do betão, não sendo contabilizadas perdas devidas a outros fenómenos. Logo, por existir porosidade nos agregados, torna-se necessário contabilizar as perdas de água associadas à absorção. Por vezes, uma alteração da quantidade de água modifica significativamente a relação água/cimento do betão, condicionando assim a trabalhabilidade e consistência do betão. No entanto, para a presente dissertação em que o betão apenas contém agregados naturais, as perdas devido à absorção não são significativas, como será analisado mais à frente nos resultados experimentais. A norma seguida para a realização deste ensaio foi a NP EN (2003) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação da massa volúmica e absorção de água. Tendo em consideração esta regulamentação, foi utilizado o método de picnómetro, fazendo distinção entre agregados grossos e finos, ou seja, maiores e menores do que 4 mm, respectivamente. 44

59 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Equipamento utilizado O presente ensaio necessitou do seguinte equipamento: peneirador mecânico; peneiros de ensaio; estufa ventilada (110 ± 5 C) (Figura 3.2); balança de precisão de ± 0,1 % da massa a utilizar; termómetro; picnómetro Definição das amostras Agregados finos - partículas de dimensões entre 0,064 e 4 mm Para os agregados finos, a norma recomenda a análise de um provete de massa superior a 1 kg no método do picnómetro. Para garantir a utilização de partículas no intervalo pretendido, e como sugerido na regulamentação, foram removidas as partículas com dimensões fora do intervalo entre 0,064 e 4 mm através da lavagem do provete com os peneiros com as dimensões mencionadas. Agregados grossos - partículas de dimensões entre 4 e 31,8 mm Já para o caso dos agregados grossos, a norma define um valor mínimo para a massa dos provetes de ensaio tendo em conta a máxima dimensão do agregado, como é representado na Tabela 3.9. Para valores intermédios daqueles presentes na norma, o valor mínimo da massa dos provetes foi obtido através de uma interpolação linear. Tabela Massa mínima dos provetes para o ensaio de absorção de água e massa volúmica Máxima dimensão do Massa mínima do agregado D máx (mm) provete (kg) Para os agregados grossos, realizou-se também uma lavagem dos provetes através dos peneiros com malha entre 4 e 31,8 mm, para que seja garantida apenas a presença de partículas dentro da granulometria desejada Procedimento experimental Para determinar a absorção de água e massa volúmica dos agregados, foi seguido o procedimento descrito de seguida, sendo que este é diferente entre agregados finos e grossos: Agregados finos - partículas de dimensões entre 0,064 e 4 mm Colocou-se o provete no picnómetro, adicionando água à temperatura de 22 ± 3 C até à total imersão do provete; 45

60 Capítulo 3 - Campanha experimental agitou-se cuidadosamente o conjunto de modo a eliminar o ar existente na mistura, seguindo-se a imersão do picnómetro em água a 22 ± 3 C durante 24 ± 0,5 horas; após este período e agitando novamente o picnómetro para libertar o ar existente na mistura, adicionou-se água no picnómetro até transbordar; pesou-se o picnómetro com tampa e sem água na sua superfície - M 2 ; decantou-se grande parte da água do picnómetro e espalhou-se o provete num tabuleiro; pesou-se, novamente, o picnómetro com tampa e cheio com água - M 3 ; registou-se a temperatura da água de modo a garantir que não ocorreram variações de temperatura superiores a 2 C; secou-se lentamente o provete com uma corrente de ar quente para eliminar a água presente na superfície das partículas; mexeu-se o provete até este atingir a temperatura ambiente; pesou-se o provete saturado com superfície seca - M 1 ; por último, secou-se totalmente o provete em estufa ventilada (110 ± 5 ºC) até massa constante e registou-se esse valor - M 4. Agregados grossos - partículas de dimensões entre 4 e 31,8 mm Colocou-se o provete no picnómetro, adicionando água à temperatura de 22 ± 3 C até à total imersão do provete; agitou-se cuidadosamente o conjunto de modo a eliminar o ar existente na mistura, seguindo-se a imersão do picnómetro em água a 22 ± 3 C durante 24 ± 0,5 horas; após este período e agitando novamente o picnómetro para libertar o ar existente na mistura, adicionou-se água no picnómetro até transbordar; pesou-se o picnómetro com tampa e sem água na sua superfície - M 2 ; decantou-se grande parte da água do picnómetro e espalhou-se o provete num tabuleiro; pesou-se, novamente, o picnómetro com tampa e cheio com água - M 3 ; registou-se a temperatura da água de modo a garantir que não ocorreram variações de temperatura superiores a 2 C; espalhou-se o provete numa camada monogranular sobre um pano seco e secou-se até que o provete apresentasse um aspecto húmido, mas sem películas de água na superfície das partículas; pesou-se o provete saturado com superfície seca - M 1 ; no final, secou-se o provete em estufa ventilada (110 ± 5 C) até massa constante e registou-se esse valor - M Cálculo dos resultados do ensaio Com o presente ensaio, foi possível calcular três tipos de massa volúmica, nomeadamente a massa volúmica do material impermeável (ρ a ), massa volúmica das partículas secas em estufa (ρ rd ) e massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (ρ ssd ). Os seus valores foram calculados recorrendo às seguintes equações: ρ a = M 4 (kg dm [M 3 ) (3.5) 1 (M 2 M 3 )]/ρ w 46

61 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore ρ rd = M 4 (kg dm 3 ) (3.6) [M 4 (M 2 M 3 )]/ρ w ρ ssd = M 1 (kg dm [M 3 ) (3.7) 1 (M 2 M 3 )]/ρ w Quanto à absorção de água (em percentagem de massa seca) após imersão dos provetes durante 24 horas (WA 24 ), foi utilizada a seguinte expressão: em que, WA 24 = (M 1 M 4 ) M (3.8) M 1 - massa do provete saturado com superfície seca (g); M 2 - massa do picnómetro com o provete saturado no seu interior (g); M 3 - massa do picnómetro apenas com água no seu interior (g); M 4 - massa do provete seco em estufa (g); ρ w - massa volúmica da água (kg/dm 3 ) Baridade e volume de vazios Objectivos e normas de ensaio A baridade é a propriedade dos agregados que relaciona a sua massa com o volume aparente. Esta é essencialmente afectada por factores de ordem física, nomeadamente a compactação dos agregados, assim como a sua granulometria e geometria. A baridade irá influenciar, principalmente, a quantidade de vazios presente no betão. Assim, as características do betão estão directamente relacionadas com esta grandeza, sendo que, para valores da baridade maiores, o betão irá apresentar resistência e durabilidade superiores. Pelo facto de a baridade se relacionar com o volume de vazios existente nos agregados, através da norma NP EN (2003) Ensaios para a determinação das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Método para a determinação da massa volúmica e dos vazios, é possível quantificar estas duas grandezas Equipamento utilizado. O equipamento utilizado no presente ensaio foi o seguinte: balança de precisão de ± 0,1 % da massa a utilizar; baldes de aço inoxidável de 5 e 10 litros dependendo da máxima dimensão dos agregados; estufa ventilada (110 ± 5 C) (Figura 3.2); varão de compactação. 47

62 Capítulo 3 - Campanha experimental Definição das amostras Para se quantificar a massa do provete a ensaiar, recorreu-se aos valores previstos pela norma NP EN (2003) e apresentados na Tabela Tabela Capacidade mínima de recipientes em função das dimensões máximas dos agregados Máxima dimensão do Capacidade mínima do agregado D máx (mm) recipiente (l) , Foram preparados três provetes com massa correspondentes à dimensão do recipiente a utilizar e submetidos a uma secagem em estufa ventilada a 110 ± 5 C até massa constante Procedimento experimental O procedimento experimental passou pelas seguintes etapas: pesou-se a massa do recipiente vazio e seco - M 1 ; encheu-se o recipiente como o agregado até transbordar e sem compactação; nivelou-se a superfície do provete de forma a restringir o agregado à geometria do provete; pesou-se o balde cheio com o provete - M 2 ; repetiu-se o procedimento para os restantes agregados Cálculo dos resultados do ensaio A seguinte expressão foi utilizada para o cálculo da baridade: onde, ρ i - massa volúmica aparente do provete i (kg/m 3 ); M 1 - massa do recipiente de ensaio (kg); ρ i = (M 2 M 1 ) 100 (3.9) V M 2 - massa do recipiente de ensaio cheio com o agregado (kg); V - volume do recipiente de ensaio (m 3 ). Para se obter a massa volúmica aparente de cada agregado, representada por ρ t, recorre-se à média dos valores obtidos para cada um dos provetes. A percentagem de vazios foi obtida através da expressão seguinte: Ω = (ρ rd ρ t ) ρ rd 100 (3.10) 48

63 onde, Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Ω - percentagem de vazios; ρ rd - massa volúmica dos agregados secos em estufa, segundo a norma NP EN (kg/m 3 ); ρ t - média da massa volúmica aparente dos provetes de ensaio de cada agregado (kg/m 3 ) Ensaios ao betão em estado fresco Introdução Os ensaios ao betão no estado fresco permitem o controlo de qualidade da produção e estimar o futuro desempenho dos betões. Os ensaios realizados nesta fase foram o abaixamento do cone de Abrams e a massa volúmica. Através destes ensaios, é possível analisar a consistência das amassaduras, de forma a calibrar a composição dos vários betões para que estes cumpram a classe de trabalhabilidade estipulada Abaixamento do cone de Abrams Objectivos e normas de ensaio O ensaio de abaixamento do cone de Abrams permite, de uma forma indirecta, avaliar a trabalhabilidade do betão produzido. Este parâmetro é medido pelo abaixamento de um volume troncocónico de betão, com dimensões normalizadas, relativamente à altura inicial. Na presente dissertação, o valor do abaixamento foi definido em 125 ± 15 mm, sendo que, para valores fora deste intervalo, seria corrigida a relação água/cimento até que a amassadura apresentasse a consistência desejada. No que se refere à regulamentação, a norma NP EN (2002) Ensaios de betão fresco: Ensaio de abaixamento define o procedimento experimental a ser executado Equipamento utilizado O seguinte equipamento foi utilizado na realização deste ensaio: base rasa metálica (Figura 3.4); colher de pedreiro; cronómetro; funil de enchimento do molde (Figura 3.4); molde troncocónico de dimensões padrão segundo a NP EN (2002) (Figura 3.4); pano molhado; varão de compactação segundo a NP EN (2002) (Figura 3.4); régua graduada de 0 a 300 mm (Figura 3.4). 49

64 Capítulo 3 - Campanha experimental Figura Base rasa metálica, funil de enchimento, molde troncocónico, varão de compactação e régua graduada Definição das amostras A massa da amostra utilizada neste ensaio foi definida considerando as dimensões do molde troncocónico a preencher com betão, sendo que a totalidade da massa produzida na betoneira foi posteriormente misturada manualmente para garantir a homogeneidade na composição de todo o betão produzido Procedimento experimental Na realização deste ensaio, foram seguidos os seguintes passos: humedeceu-se a base rasa metálica, o molde troncocónico e o funil de enchimento do molde, fixou-se o molde na base metálica com o peso do operador em ambas as abas laterais do molde e colocou-se o funil de enchimento na abertura superior do molde; colocou-se uma camada de betão no molde, perfazendo um terço da altura do molde, seguida de 25 pancadas de compactação com o varão; repetiu-se o passo anterior por mais duas vezes até que o molde fosse totalmente preenchido; foi retirado o funil e alisou-se a superfície do provete à face do molde com o auxílio da colher de pedreiro; eliminou-se o excesso de betão no molde com um pano molhado e retirou-se posteriormente o molde num movimento constante vertical compreendido entre 5 e 10 segundos; verificou-se a validade do ensaio pelo aspecto final do abaixamento e mediu-se esse valor - h (Figura 3.5). 50

65 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Figura Medição do ensaio de abaixamento do cone de Abrams Cálculo dos resultados do ensaio Para o cálculo do abaixamento do cone de Abrams, foi utilizada a seguinte expressão: h = H h máx (3.11) onde, h - abaixamento do cone de Abrams (mm); H - altura do molde troncocónico (mm); h máx - altura do ponto médio do provete deformado num ensaio válido (mm). O presente ensaio apenas se considera válido nas condições representadas na Figura 3.6. A situação de colapso ocorre para betões com relações água/cimento muito elevadas ou com adição de plastificantes. Para o caso de um abaixamento irregular, considera-se o ponto médio de abaixamento como o valor de abaixamento. Finalmente, quando ocorre um abaixamento uniforme de todo o provete, considera-se que esse abaixamento é verdadeiro e é medido esse valor para o ponto mais alto do provete deformado Massa volúmica Figura Tipos de abaixamentos válidos (NP EN (2002)) Objectivos e normas de ensaio Outro factor utilizado para analisar o desempenho futuro de um betão ainda no seu estado fresco é a massa volúmica. Esta permite avaliar o grau de porosidade das misturas e, por conseguinte, a comparação entre compacidades dos diferentes betões. 51

66 Capítulo 3 - Campanha experimental O procedimento seguido na realização do ensaio é estipulado pela norma NP EN (2002) Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica Equipamento utilizado Foram utilizados os seguintes equipamentos para a realização deste ensaio: agulha vibratória; balança de precisão ± 0,1 % da massa a utilizar; balde cilíndrico metálico de 10 litros (Figura 3.7); colher de pedreiro; pano molhado; varão de compactação Definição das amostras Figura Balde cilíndrico metálico Tal como no ensaio do abaixamento do cone de Abrams, no presente ensaio é necessária a massa de amostra suficiente para encher o volume do balde cilíndrico definido pela regulamentação considerada. Para garantir que essa amostra apresentava homogeneidade nas suas características, foi posteriormente misturada manualmente com o auxílio da colher de pedreiro Procedimento experimental A realização deste ensaio seguiu o procedimento enunciado de seguida: registou-se a massa do balde metálico vazio - M 1 ; colocou-se o betão com a colher de pedreiro no balde até transbordar; o provete foi vibrado até uma completa compactação do betão; nivelou-se a superfície do provete com o auxílio do varão de compactação; limpou-se a superfície do balde metálico com o pano húmido de modo a remover algum betão indesejado; finalmente, pesou-se o conjunto composto pelo betão e o balde metálico - M 2. 52

67 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Cálculo dos resultados do ensaio A massa volúmica do betão no estado fresco foi calculada através da seguinte expressão: M v = M 2 M 1 V (3.12) onde, M v - massa volúmica do betão no estado fresco (kg/m 3 ); M 1 - massa do balde cilíndrico metálico (kg); M 2 - massa do conjunto do recipiente com o betão fresco compactado no seu interior (kg); V - volume do recipiente metálico (m 3 ) Ensaios ao betão no estado endurecido Introdução O betão, no seu estado endurecido, pode ser caracterizado e analisado através de diversos tipos de ensaios. Estes ensaios permitem avaliar o seu comportamento, sendo que este pode ser distinguido em três tipologias: comportamento mecânico, físico e durabilidade. Como referido, na presente dissertação, o betão foi avaliado quanto ao seu desempenho em termos de durabilidade, sendo possível estimar o seu comportamento em situações de utilização corrente. Para estudar a durabilidade dos betões produzidos, estes foram submetidos a diversos ensaios de modo a simular os fenómenos a que o betão se encontra exposto em situações práticas, nomeadamente: retracção, absorção de água por capilaridade, absorção de água por imersão, penetração de cloretos e, finalmente, carbonatação. Uma vez que muitas vezes as propriedades mecânicas do betão, e nomeadamente a sua compacidade, estão relacionadas com o seu desempenho em termos de durabilidade, foi também realizado o ensaio de resistência à compressão Resistência à compressão Objectivos e normas de ensaio Este ensaio tem como objectivo avaliar a resistência à compressão uniforme do betão endurecido. Para tal, os provetes foram ensaios até à rotura numa máquina capaz de aplicar a força necessária, registando-se o valor da carga máxima resistida pelo provete. No que se refere à regulamentação, o procedimento experimental seguiu a norma NP EN (2003) Ensaios ao betão no estado endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio 53

68 Capítulo 3 - Campanha experimental Equipamento utilizado O equipamento utilizado para ensaiar os provetes à compressão foi o seguinte: balança de precisão de ± 0,1% da massa a utilizar; pano de limpeza dos provetes; prensa hidráulica de 4 colunas, de velocidade controlável (Figura 3.8) Definição das amostras Figura Prensa hidráulica de 4 colunas Na realização do presente ensaio, foram utilizados provetes cúbicos de 150 mm de aresta. O ensaio foi realizado aos 7, 28 e 56 dias, sendo que, para os 7 e 56 dias, foram ensaiados 3 provetes, enquanto aos 28 dias foram ensaiados 5 provetes. Os provetes foram mantidos em câmara húmida desde a sua desmoldagem até ao dia de ensaio Procedimento experimental O procedimento experimental seguido na realização deste ensaio foi o seguinte: após cura em câmara húmida, os provetes foram limpos com um pano e retirou-se o excesso de humidade presente nas suas faces; pesou-se os provetes e foram registadas as massas - M i ; colocou-se os provetes na prensa hidráulica e aplicou-se uma carga à velocidade constante de 11,3 kn/s, correspondente a 0,5 MPa/s; ao atingir-se a rotura dos provetes, registou-se a carga que a provocou - F i Cálculo dos resultados do ensaio Para o cálculo da capacidade resistente do betão, foi calculada a tensão de rotura de cada provete e feita a sua média. Para obter esta tensão, foi utilizada a seguinte expressão: em que, f c = F i A c (3.13) 54

69 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore f c - tensão de rotura do provete (N/mm 2 ); F i - força para a qual o provete atingiu a rotura (N); A c - área de contacto do provete com a prensa hidráulica (mm 2 ) Retracção Objectivos e normas de ensaio O presente ensaio tem por objectivo avaliar o fenómeno de encurtamento do betão desde o final da compactação até que este atinja um equilíbrio higrotérmico com o ambiente envolvente. A retracção tem influência ao nível da resistência mecânica assim como na durabilidade. A especificação LNEC E-398 (1993) Determinação da retracção e da expansão explícita o procedimento de ensaio a seguir Equipamento utilizado O equipamento utilizado no ensaio à retracção foi o seguinte: deflectómetro com precisão de 10-6 m; betume polimérico; pastilhas metálicas Definição das amostras Os provetes utilizados na realização deste ensaio apresentam uma forma prismática, com base quadrada de 100 mm de aresta e comprimento de 500 mm. Foram utilizados dois provetes deste tipo para realização deste ensaio. A medição da retracção iniciou-se 24 ± 1 horas após betonagem, em ambiente de câmara seca, e como medição de referência utilizou-se o valor da primeira leitura registada entre pastilhas metálicas Procedimento experimental O procedimento experimental seguido foi o seguinte: desmoldou-se os provetes após 24 ± 1 horas após a produção do betão; introduziram-se duas pastilhas metálicas numa das faces laterais do provete, sendo que estas foram colocadas a 1/3 e 2/3 do comprimento do provete em relação a um dos seus topos (Figura 3.9); imobilizou-se as pastilhas recorrendo ao betume polimérico, tendo o cuidado de não introduzir betume dentro da pastilha metálica; registou-se o valor da distância inicial entre o centro das pastilhas metálicas - d 0 ; os provetes foram mantidos em câmara seca onde permaneceram a 20 C e 60% de humidade relativa até ao final do tempo de ensaio; 55

70 Capítulo 3 - Campanha experimental registou-se a distância entre as pastilhas em leituras consequentemente mais afastadas temporalmente até aos 91 dias após a primeira leitura (d i ), para controlar melhor as primeiras e mais importantes reacções de retracção. Figura utilizado para o ensaio da retracção com as pastilhas metálicas imobilizadas pelo betume polimérico Cálculo dos resultados do ensaio Os valores da retracção são expressos em termos de deformação e foram obtidos através da seguinte expressão: sendo que, ε = d i d 0 d 0 (3.14) ε - deformação devida à retracção (m/m); d 0 - distância inicial entre as pastilhas metálicas (m); d i - distância entre as pastilhas passados i dias do início do ensaio (m) Absorção de água por capilaridade Objectivos e normas de ensaio A absorção de água por capilaridade ocorre quando existe uma diferença de pressão entre a superfície livre de um fluido e a sua superfície livre em vasos capilares. De maneira a equilibrar o sistema, o fluido ascende pelos poros existentes no betão, como referem Coutinho e Gonçalves (1994). Foi seguida a especificação LNEC E-393 (1993) Determinação da absorção de água por capilaridade na realização deste ensaio, permitindo avaliar como a composição do betão influência este fenómeno Equipamento utilizado Os aparelhos e utensílios utilizados na realização deste ensaio foram os seguintes: 56 estufa ventilada a 60 ± 5 C (Figura 3.10); balança de precisão de ± 0,05% da massa a utilizar; máquina de corte com disco adiamantado arrefecido a água; campânula de vidro e tabuleiro metálico, com fundo plano e elementos de plástico que permitam o apoio dos provetes;

71 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore nível; base não absorvente e régua metálica Definição das amostras Figura Estufa ventilada a 60 ± 5 C No presente ensaio, foram utilizados quatro provetes prismáticos com base quadrada de 100 mm de aresta e 250 mm de comprimento. Para obter os provetes com as dimensões referidas, foram betonados dois provetes também prismáticos com base de 100 mm de aresta mas com 500 mm de comprimento, sendo cortados de modo a obter as dimensões finais pretendidas após 14 dias em câmara húmida. Os provetes, após cortados, regressaram para a câmara húmida por mais 14 dias, terminando assim o processo de cura Procedimento experimental O ensaio passou pelas etapas referidas de seguida: colocou-se os provetes na estufa ventilada a 60 ± 5 C durante 14 dias; findo o tempo referido, foi registada a massa seca dos provetes - M 0 ; nivelou-se o tabuleiro metálico e colocou-se os provetes sobre os apoios de plástico, permitindo que a face inferior do provete estivesse em contacto com a água; encheu-se o tabuleiro com água até existir uma lâmina de 5 ± 1 mm desde a base dos provetes, tapando-se posteriormente com a campânula de vidro de forma a evitar a evaporação de água; mediu-se a ascensão capilar média em cada face dos provetes e registou-se a sua massa (M i ) ao fim de 3, 6, 24 e 72 horas, num processo de 60 ± 5 segundos; nesta etapa, foi necessário retirar o provete do tabuleiro e colocá-lo sobre uma base não absorvente Cálculo dos resultados do ensaio A absorção de água por capilaridade foi calculada através da seguinte expressão: 57

72 Capítulo 3 - Campanha experimental A ci = M i M 0 A (3.15) onde, A ci - absorção de água por capilaridade (g/mm 2 ); M 0 - massa do provete seco (g); M i - massa do provete passadas i horas do início do ensaio (g); A - área da superfície do provete em contacto com a água (mm 2 ). Por outro lado, é também interessante calcular o coeficiente de absorção capilar, em determinado período t, que é dado pela expressão: em que, K c - coeficiente de absorção capilar (g/(mm 2.t 1/2 )); A ci - absorção de água por capilaridade (g/mm 2 ); t - tempo em horas Absorção de água por imersão Objectivos e normas de ensaio K c = A ci (3.16) t 1 2 Para além da absorção de água por capilaridade, existe também a possibilidade de o betão absorver água quando imerso nesta. Como tal, este ensaio permite quantificar o volume de vazios acessíveis na massa de betão, que representa um dos mais importantes factores para a durabilidade do betão no estado endurecido. A metodologia experimental seguida para este ensaio é a definida pela especificação LNEC E (1993) Determinação da absorção de água por imersão Equipamento utilizado O seguinte equipamento foi utilizado na realização deste ensaio: balança de precisão de ± 0,05% da massa a utilizar (Figura 3.11); balança hidrostática (Figura 3.11); estufa ventilada a 110 ± 5 C (Figura 3.2); recipiente de água; elementos plásticos para apoiar os provetes. 58

73 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Figura Balança de precisão ± 0,05% da massa a utilizar e balança hidrostática Definição das amostras Para o presente ensaio, foram utilizados quatro provetes cúbicos com arestas de 100 mm para cada tipo de betão. No que se refere ao processo de cura, os referidos provetes permaneceram 28 dias em camara húmida, desde a desmoldagem até ao início do ensaio Procedimento experimental O ensaio de absorção de água por imersão assenta nos seguintes passos: colocou-se os provetes no recipiente, assentes nos elementos plásticos apenas pelos cantos, para permitir o contacto da superfície inferior do provete com a água; encheu-se o recipiente até 1/3 da altura dos provetes, de forma a que estes ficassem imersos durante uma hora; repetiu-se o procedimento mais duas vezes, enchendo o recipiente com água primeiro até 2/3 da altura dos provetes e, passada uma hora, até à total imersão dos provetes, deixando uma lâmina de água com 5 ± 1 mm acima dos provetes (Figura 3.12); os provetes ficaram imersos até atingirem massa constante, momento no qual foi registada a sua massa com superfície seca (M 1 ) e hidrostática após saturação (M 2 ); colocou-se os provetes em estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 C até atingirem massa e registou-se as massas (M 3 ). 59

74 Capítulo 3 - Campanha experimental Figura s totalmente imersos para o ensaio de absorção de água por imersão Cálculo dos resultados do ensaio Para obter os valores de absorção de água por imersão de cada provete, foi utilizada a expressão 3.17, sendo que esta grandeza para cada tipo de betão foi obtida através da média dos valores registados para cada provete. em que, A i - absorção de água por imersão (%); M 1 - massa do provete saturado com superfície seca (g); M 2 - massa hidrostática do provete saturado (g); M 3 - massa do provete seco em estufa (g) Resistência à carbonatação Objectivos e normas de ensaio A i = M 1 M 3 M 1 M 2 (3.17) O betão envolve as armaduras que garantem uma maior resistência às peças onde estão inseridas. Estas armaduras, ao serem feitas de aço, são especialmente susceptíveis à presença de carbono, que elimina a protecção química conferida pela alcalinidade dos produtos comentícios. Desta forma, a permeabilidade do betão à carbonatação torna-se uma propriedade crucial. No presente ensaio, é possível avaliar a avanço da frente de carbonatação no betão. O procedimento experimental seguido para a realização deste ensaio é estabelecido na especificação LNEC E-391 (1993) Determinação da resistência à carbonatação Equipamento utilizado O seguinte equipamento foi utilizado durante o procedimento experimental deste ensaio: 60

75 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore balança de precisão de ± 0,1% da massa a utilizar; borracha líquida; câmara de carbonatação; escopro; máquina de corte de betão; martelo; pincel; paquímetro (Figura 3.13); solução alcoólica de fenolftaleína a 0,1% Definição das amostras Os provetes utilizados eram caracterizados por uma forma cilíndrica de diâmetro igual a 105 mm e altura de 40 mm, sendo utilizados três destes provetes por tipo de betão. Para obter esta geometria, foram produzidos provetes de igual diâmetro mas com altura de 250 mm, sendo posteriormente cortados. No que se refere ao processo de cura, os provetes foram mantidos em câmara de cura húmida durante 14 dias após a sua produção, imersos em água a 20 ± 2 C, sendo depois cortados para as dimensões finais e deslocados para a câmara de cura seca a temperatura de 20 ± 2 C e 60 ± 5% de humidade relativa, permanecendo nesta mais 14 dias Procedimento experimental Do ponto de vista laboratorial, a sequência de actividades foi a seguinte: finalizado o processo de cura, foi aplicada uma tinta de borracha líquida a pincel de forma a isolar a zona de exposição dos provetes à reacção de carbonatação; depois de seca a tinta, os provetes foram colocados na câmara de carbonatação acelerada sob a concentração de 5 ± 1% de CO 2, 60 ± 5% de humidade relativa e à temperatura de 23 ± 3 C, durante períodos de 7, 28, 56 e 91 dias; após os períodos referidos, partiu-se os provetes em quatro com o auxílio de um escopro e martelo, aplicando a solução alcoólica de fenolftaleína nas superfícies de rotura; após secagem de 5 minutos, foram medidas as profundidades de carbonatação com um paquímetro, definidas pelas zonas incolores onde a fenolftaleína não desenvolveu reacção com o betão (Figura 3.13). Figura s do ensaio de carbonatação após aplicação da solução de fenolftaleína e paquímetro 61

76 Capítulo 3 - Campanha experimental Cálculo dos resultados do ensaio Na quantificação da profundidade de carbonatação, foram efectuadas oito leituras por provete num total de três provetes de ensaio. Desta forma, recorreu-se à seguinte expressão na determinação da profundidade da frente de carbonatação em cada provete: X nm = 8 i=1 X im 8 (3.18) em que, X nm - média de profundidades da frente de carbonatação do provete n aos m dias (mm); X im - leitura i de profundidade da frente de carbonatação aos m dias (mm). Conhecidos os valores desta profundidade para cada provete, foi utilizada a seguinte expressão para calcular a profundidade para cada tipo de betão: P m = 3 n=1 X nm 3 (3.19) onde, P m - média de profundidades da frente de carbonatação dos provetes aos m dias (mm); X nm - média de profundidades da frente de carbonatação do provete n aos m dias (mm) Resistência à penetração de cloretos Objectivos e normas de ensaio A penetração de cloretos numa estrutura de betão ocorre por difusão dos iões de cloretos pela rede de poros existente no seu interior. Este fenómeno é principalmente influenciado pelo teor de água no betão. A presença de iões de cloretos em contacto com as armaduras provoca a sua despassivação que, em conjunto com a diferença de potencial eléctrico instalada no aço, permite uma corrosão prematura e acentuada das armaduras. É o objectivo deste ensaio avaliar a resistência dos vários betões à difusão dos iões de cloretos. No que se refere à normalização seguida, foi consultada a especificação LNEC E-463 (2004) Determinação do coeficiente de difusão dos cloretos por ensaio de migração em regime não estacionário Equipamento utilizado O equipamento e soluções utilizadas na realização do presente ensaio foram os seguintes: máquina de corte de betão; bomba de vácuo; mangas de borracha de diâmetro de 105 mm e 200 mm de altura; braçadeiras de aço inoxidável ajustáveis para diâmetro de 105 mm; 62

77 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore máquina de indução de corrente eléctrica; escopro; martelo; paquímetro; solução de cloreto de sódio; solução de hidróxido de cálcio; solução de hidróxido de sódio; solução de nitrato de prata Definição das amostras Na realização deste ensaio, foram utilizados três provetes cilíndricos com diâmetro de 105 mm e altura de 50 mm. Para obter os provetes com as referidas dimensões, forma produzidos provetes iniciais com o mesmo diâmetro mas com altura de 250 mm, sendo posteriormente cortados. No que se refere ao processo de cura, os provetes foram submetidos a cura húmida durante 14 dias após a betonagem, sendo posteriormente cortados e submetidos a cura seca, numa câmara à temperatura de 20 ± 2 C e com 60 ± 5% de humidade relativa, permanecendo nesta câmara até serem ensaiados aos 28 e 91 dias Procedimento experimental A componente laboratorial deste ensaio seguiu as seguintes etapas: colocou-se os provetes de ensaio numa câmara de vácuo à pressão aproximada de 20 mbar durante 3 horas; adicionou-se a solução de hidróxido de cálcio na câmara de vácuo, permanecendo os provetes dentro deste durante mais uma hora; findo este período, os provetes foram deixados imersos na solução de hidróxido de cálcio durante 18 ± 2 horas à pressão atmosférica; colocou-se os provetes nas mangas de borracha e acondicionou-se os mesmos com as braçadeiras de aço inoxidável; montou-se a máquina de indução de corrente eléctrica com os provetes inclinados no seu interior e adicionou-se as soluções de cloreto de sódio (solução catódica) e hidróxido de sódio (solução anódica) no exterior e interior das mangas metálicas, respectivamente; impôs-se uma corrente eléctrica de 30 volts, calibrando-se a mesma através da respectiva amperagem, num processo iterativo, registou-se a temperatura inicial da solução anódica - T i - e definiu-se o tempo de ensaio - t; após o período de ensaio definido registou-se novamente a temperatura da solução anódica - T f - e retirou-se os provetes da máquina de indução de corrente eléctrica e das mangas de borracha; partiu-se os provetes em metades com o auxílio do martelo e do escopro e aplicou-se a solução de nitrato de prata (Figura 3.14); após secagem da solução, registou-se através do paquímetro o valor de sete leituras de profundidade de penetração dos cloretos em cada metade de provete. 63

78 Capítulo 3 - Campanha experimental Figura s utilizados no ensaio de resistência à penetração de cloretos após a aplicação da solução de nitrato de prata Cálculo dos resultados do ensaio A partir do ensaio descrito, é possível calcular o coeficiente de migração de cloretos, dado pelas seguintes expressões: onde, R T D nssm = z F E x d x d t (3.20) em que, E = U 2 L (21) R T = 2 z F E erf 1 (1 2 c d ) (22) c 0 D nssm - coeficiente de migração em regime não estacionário (m 2 /s); R - constante dos gases (R = 8,314 J/Kmol -1 ); T - temperatura média entre o inicio e o fim do ensaio na solução anódica (K); z - valor absoluto de valência do ião cloreto (z 1); F - constante de Faraday (F = 9,648x10 4 J/V.mol); x d - valor médio da profundidade de penetração (m); t - tempo de duração do ensaio (s); U - voltagem aplicada no circuito; L - espessura do provete (m); erf -1 - inverso da função erro; c d - concentração de cloretos para a qual o nitrato de prata reage (c d = 0,07 N); c 0 - concentração de cloretos no cátodo (c 0 = 2N). 64

79 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 4. Resultados experimentais 4.1. Introdução No presente capítulo, são apresentados e analisados os resultados experimentais dos ensaios descritos no capítulo 3. Os resultados são apresentados em quatro subcapítulos, sendo que o primeiro é referente aos ensaios aos agregados naturais, o segundo aos ensaios realizados às lamas de corte de mármore (LCM), o terceiro aos ensaios ao betão no estado fresco e o quarto aos ensaios no estado endurecido. Existe ainda um quinto subcapítulo onde são apresentadas as conclusões obtidas tendo por base os resultados obtidos nos quatro subcapítulos anteriores. De referir que o cimento foi submetido a ensaios de controlo de qualidade realizados pela empresa Secil, sendo os respectivos resultados apresentados no Anexo C. Na análise dos resultados obtidos ao longo da campanha experimental, é feita uma comparação com os resultados obtidos por outros investigadores, já apresentados no capítulo 2, de modo a perceber melhor o efeito da incorporação das LCM e dos dois tipos de superplastificantes no betão. Realiza-se, também, uma comparação entre os resultados dos vários ensaios na tentativa de perceber qual a relação entre as várias propriedades do betão e que semelhanças existem na variação dessas várias características aquando da incorporação dos materiais mencionados. De modo a perceber melhor a relação entre as propriedades dos vários betões e as variações da taxa de incorporação de LCM, recorre-se ao conceito de correlação, sendo uma simplificação do termo coeficiente de correlação de Pearson (R 2 ). Este coeficiente de correlação varia entre 0 e 1, sendo de seguida apresentada a qualidade da correlação em função deste coeficiente: R 2 entre 0,9 e 1 - correlação excelente; R 2 entre 0,8 e 0,9 - correlação boa; R 2 entre 0,7 e 0,8 - correlação satisfatória; R 2 entre 0,6 e 0,7 - correlação razoável; R 2 entre 0,5 e 0,6 - correlação pouco satisfatória; R 2 até 0,5 - correlação fraca Ensaios aos agregados Neste subcapítulo, são apresentados os resultados realizados aos agregados naturais. Realça -se que o conhecimento das propriedades dos agregados é de extrema importância para a compreensão das características dos betões analisados, uma vez que os agregados representam, em termos de volume, uma grande parte da mistura dos betões. 65

80 Capítulo 4 - Resultados experimentais Ensaios aos agregados naturais Análise granulométrica O ensaio de análise granulométrica foi realizado tendo por base a norma NP EN (2000) e permite obter as quantidades de cada agregado no betão através do método da curva de referência de Faury. Assim, são apresentadas as curvas granulométricas, módulo de finura e percentagem de finos de cada tipo de agregado. Na apresentação dos resultados, considera-se M 1 e M 2 como a massa total da amostra inicial após secagem em estufa a 110 ± 5 C, até massa constante, e a mesma massa após lavagem e secagem, respectivamente. No Anexo D, são apresentadas as fichas técnicas fornecidas pelos produtores dos agregados Brita 2 Na Tabela 4.1, são apresentadas as massas M 1 e M 2, o módulo de finura (MF), a percentagem de material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da brita 2. Na Figura 4.1, é representada a curva granulométrica. Tabela Ensaio de análise granulométrica à brita 2 Brita 2 M1 (g) 5553 f 0,95 M2 (g) 5551,7 MF 11,5 Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada retida passante (mm) (g) (%) (%) (%) 31,5 0 0,0 0,0 100,00 22, ,19 8,19 91, ,08 54,28 45,72 11, ,30 94,58 5, ,78 98,36 1, ,59 98,96 1, ,09 99,05 0, ,0 99,05 0, ,0 99,05 0,95 0,5 0 0,0 99,05 0,95 0,25 0 0,0 99,05 0,95 0, ,0 99,05 0,95 0, ,0 99,05 0,95 Refugo 53 0,95 100,00 0,0 Total

81 Material passante (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Brita Figura Curva granulométrica da brita 2 Na Tabela 4.2, são apresentadas as massas M 1 e M 2, o módulo de finura (MF), a percentagem de material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da brita 1. Na Figura 4.2, é representada a sua curva granulométrica. Tabela Ensaio de análise granulométrica à brita 1 Brita 1 M1 (g) 5536,3 f (%) 0,58 M2 (g) 5535,4 MF 9,4 Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada retida passante (mm) (g) (%) (%) (%) 31,5 0 0,0 0,0 100,00 22,5 0 0,00 0,00 100, ,00 0,00 100,00 11, ,86 17,86 82, ,34 46,20 53, ,44 87,64 12, ,47 96,11 3, ,2 98,30 1, ,3 98,60 1,40 0,5 8 0,1 98,75 1,25 0,25 13,6 0,2 98,99 1,01 0,125 14,3 0,3 99,25 0,75 0,063 9,5 0,2 99,42 0,58 Refugo 31,9 0,58 100,00 0,0 Total 5536,3 100,0 Dimensão do agregado (mm) 67

82 Material passante (%) Capítulo 4 - Resultados experimentais Bago de arroz Figura Curva granulométrica da brita 1 Na Tabela 4.3, são apresentadas as massas M 1 e M 2, o módulo de finura (MF), a percentagem de material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica do bago de arroz. Na Figura 4.3, é representada a sua curva granulométrica. Tabela Ensaio de análise granulométrica ao bago de arroz Bago de arroz M1 (g) 5500,4 f (%) 0,78 M2 (g) 5498,8 MF 8,3 Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada retida passante (mm) (g) (%) (%) (%) 31,5 0 0,0 0,0 100,00 22,5 0 0,00 0,00 100, ,00 0,00 100,00 11,2 0 0,00 0,00 100,00 8 2,7 0,05 0,05 99, ,1 51,87 51,92 48, ,20 89,12 10, ,6 8,7 97,82 2,18 1 5,6 0,1 97,92 2,08 0,5 14 0,3 98,17 1,83 0, ,3 98,43 1,57 0,125 34,9 0,6 99,06 0,94 0,063 8,5 0,2 99,22 0,78 Refugo 43 0,78 100,00 0,0 Total 5500,4 100,0 Dimensão do agregado (mm) 68

83 Material passante (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Areia Figura Curva granulométrica do bago de arroz Na Tabela 4.4, são apresentadas as massas M 1 e M 2, o módulo de finura (MF), a percentagem de material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da areia 2. Na Figura 4.4, é representada a sua curva granulométrica. Tabela Ensaio de análise granulométrica à areia 2 Areia 2 M1 (g) 5469,05 f (%) 0,05 M2 (g) 5468,1 MF 5,3 Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada retida passante (mm) (g) (%) (%) (%) 31,5 0 0,0 0,0 100,00 22,5 0 0,00 0,00 100, ,00 0,00 100,00 11,2 0 0,00 0,00 100,00 8 6,5 0,12 0,12 99, ,1 1,87 1,99 98, ,5 1,23 3,22 96, ,4 9,1 12,37 87, ,8 23,3 35,62 64,38 0,5 2197,2 40,2 75,80 24,20 0, ,65 22,1 97,92 2,08 0, ,8 1,9 99,83 0,17 0,063 6,4 0,1 99,95 0,05 Refugo 2,7 0,05 100,00 0,0 Total 5469,05 100,0 Dimensão do agregado (mm) 69

84 Material passante (%) Capítulo 4 - Resultados experimentais Areia Figura Curva granulométrica da areia 2 Na Tabela 4.5, são apresentadas as massas M 1 e M 2, o módulo de finura (MF), a percentagem de material fino que atravessa o peneiro de 0,063 mm (f) e a análise granulométrica da areia 1. Na Figura 4.5, é representada a sua curva granulométrica. Tabela Ensaio de análise granulométrica à areia 1 Areia 1 M1 (g) 5432 f (%) 0,84 M2 (g) 5431,1 MF 4,1 Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada retida passante (mm) (g) (%) (%) (%) 31,5 0 0,0 0,0 100,00 22,5 0 0,00 0,00 100, ,00 0,00 100,00 11,2 0 0,00 0,00 100,00 8 2,8 0,05 0,05 99,95 5 3,4 0,06 0,11 99,89 4 0,7 0,01 0,13 99, ,4 0,3 0,41 99, ,4 0,9 1,30 98,70 0,5 1071,5 19,7 21,03 78,97 0, ,6 64,8 85,88 14,12 0, ,4 13,0 98,92 1,08 0, ,2 99,16 0,84 Refugo 45,8 0,84 100,00 0,0 Total ,0 Dimensão do agregado (mm) 70

85 Material passante (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Dimensão do agregado (mm) Figura Curva granulométrica da areia Absorção de água e massa volúmica No presente ensaio, foi seguida a norma NP EN (2003) para cada tipo de agregado, sendo que existe uma distinção entre finos (de 0,063 a 4 mm) e grossos (de 4 a 63 mm). Os resultados obtidos neste ensaio são apresentados na Tabela 4.6, sendo que os cálculos efectuados se encontram expostos no Anexo E. Tabela Absorção de água e massa volúmica dos vários tipos de agregados Agregados grossos Agregados finos a (kg/dm 3 ) rd (kg/dm 3 ) ssd (kg/dm 3 ) WA 24 (%) Brita ,35 Brita ,06 Bago de arroz ,21 Areia ,97 Areia ,09 Como referido no subcapítulo , ρ a representa a massa volúmica impermeável, ρ rd a massa volúmica das partículas secas em estufa, ρ ssd a massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca e WA 24 a absorção de água após imersão de 24 horas Baridade e volume de vazios A baridade e volume de vazios foram determinados de acordo com a norma NP EN (2003). Os parâmetros utilizados no cálculo destas propriedades encontram-se no Anexo F, sendo que os resultados obtidos são apresentados na Tabela 4.7. Tabela Baridade e volume de vazios dos vários tipos de agregados Brita 2 Brita 1 Bago de arroz Areia 2 Areia 1 Baridade (kg/m 3 ) 1314, ,7 1591,5 1619,2 Volume de vazios (%) 48,5 50,6 49,8 36,8 34,0 71

86 Capítulo 4 - Resultados experimentais Através da análise da Tabela 4.7, é possível constatar que a baridade dos agregados grossos é menor do que a dos agregados finos e que, tal como referido em , o volume de vazios dos agregados grossos é maior do que o dos agregados finos, sendo que esta última característica é importante para o desempenho em termos de durabilidade dos betões Desgaste de Los Angeles O ensaio de desgaste de Los Angeles foi feito tendo por base a especificação LNEC E-237 (1970). Uma vez que o presente ensaio apenas é aplicável a agregados de granulometria compreendida entre 2,38 e 76,1 mm, e tendo por base os resultados obtidos na análise granulométrica e apresentados em , apenas foram ensaiados os agregados grossos, i.e., a brita 2, a brita 1 e o bago de arroz. Os resultados obtidos são apresentados na Tabela 4.8, sendo que os dados necessários à sua quantificação se encontram no Anexo G. Tabela Desgaste de Los Angeles para os agregados grossos Brita 2 Brita 1 Bago de arroz Desgaste de Los Angeles (%) 27,99 27,83 23,51 Através da análise dos resultados, conclui-se que o desgaste nos agregados, à semelhança do que acontece com o volume de vazios, diminui com a diminuição da granulometria. Realça-se ainda que o valor do desgaste em todos os agregados é inferior a 50%, valor limite definido pela especificação LNEC E-237 (1970) para agregados de betões estruturais Índice de forma A regulamentação seguida para a realização deste ensaio foi a norma NP EN (2002) e define que este pode ser aplicado a agregados com granulometria compreendida entre 4 e 63 mm. Tendo por base os resultados da análise granulométrica apresentados em , foram ensaiadas a brita 2, a brita 1 e o bago de arroz, ou seja, os agregados grossos. Na Tabela 4.9, são apresentados os valores do índice de forma para os agregados ensaiados e, no Anexo H, os dados utilizados para a sua determinação. Tabela Índice de forma dos agregados grossos Brita 2 Brita 1 Bago de arroz Índice de forma (%) 14 17,1 17,9 Apesar de a regulamentação portuguesa não apresentar valores de referência para o índice de forma, a legislação húngara define um valor máximo de 20% para este índice em agregados de betões de classe igual ou superior a C20/25, através da especificação Hungarian Technical Guideline of concrete and reinforced concrete production. Este limite é estabelecido tendo em conta a trabalhabilidade exigida nos betões, sendo assim possível antever que os betões apresentarão uma trabalhabilidade adequada. 72

87 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Ensaios às lamas de corte de mármore Na presente dissertação, achou-se importante estudar as características das LCM, uma vez que estas são a principal componente de estudo neste trabalho e que a compreensão das suas propriedades pode ajudar a perceber o seu efeito quanto incorporadas no betão. Como tal, estes resíduos foram sujeitos a uma análise química e aos ensaios de determinação da massa volúmica, superfície específica de Blaine, baridade e análise granulométrica. Os ensaios foram realizados no LNEC através da regulamentação existente ou de especificações internas. De seguida, são apresentados os resultados obtidos para cada um dos ensaios referidos, estando contemplado no Anexo I o boletim de ensaios entregue pelo LNEC Análise química Na Tabela 4.10, são apresentados os resultados da análise química realizada às LCM, bem como os documentos normativos utilizados na sua realização. Tabela Análise química às LCM Designação Teor (%) Documentos Normativos Perda ao fogo P.F. 42,6 NP EN 196-2:2006 (secção 7) Resíduo insolúvel R.I. 1,80 NP EN 196-2:2006 (secção 9) Óxido de silício SiO 2 1,39 NP EN 196-2:2006 (secção 13.4 e 13.9) Óxido de alumínio Al 2 O 3 0,32 NP EN 196-2:2006 (secção 13.11) Óxido de ferro Fe 2 O 3 0,14 LNEC E Óxido de cálcio CaO 54,2 NP EN 196-2:2006 (secção 13.14) Óxido de magnésio MgO 0,64 NP EN 196-2:2006 (secção 13.15) Sulfatos SO 3 < 0,1 NP EN 196-2:2006 (secção 8) Óxido de potássio K 2 O < 0,06 NP EN 196-2:2006 (secção 17) Óxido de sódio Na 2 O < 0,04 NP EN 196-2:2006 (secção 17) Cloretos Cl - < 0,01 NP EN 196-2:2006 (secção 14) Através da análise da Tabela 4.10, constata-se que o componente químico presente em maior quantidade nas LCM é o óxido de cálcio (CaO), representando 54,2 % do peso dos mesmos. A predominância deste óxido está relacionada com o facto de o mármore ser uma rocha metamórfica formada a partir de calcários, sendo esta última rocha rica também em óxido de cálcio (CaO). De maneira a ter uma maior noção sobre se os valores apresentados na Tabela 4.10 são os habitualmente obtidos para materiais da mesma natureza dos estudados, são apresentados na Tabela 4.11 os valores obtidos pelos autores e referidos no subcapítulo

88 Capítulo 4 - Resultados experimentais Tabela Comparação dos resultados obtidos na análise química das LCM com os obtidos por Almeida, Omar et al. e Aruntas et al. Teor (%) Designação Sardinha (2014) Almeida (2004) Omar et al. (2012) Aruntas et al. (2010) Perda ao fogo P.F. 42,6 43,4-43,4 Resíduo insolúvel R.I. 1,80 0, Óxido de silício SiO 2 1,39 0,91 14,1 0,67 Óxido de alumínio Al 2 O 3 0,32 3,72 2,69 0,12 Óxido de ferro Fe 2 O 3 0,14 0,40 1,94 0,08 Óxido de cálcio CaO 54,2 54,3 42,1 54,4 Óxido de magnésio MgO 0,64 0,30 2,77 0,59 Sulfatos SO 3 < 0,1 0, Óxido de potássio K 2 O < 0,06-0,63 - Óxido de sódio Na 2 O < 0,04-0,61 0,14 Cloretos Cl - < 0,01 0,03 0,04 - Almeida (2004) utilizou pó de calcário no seu estudo, enquanto Omar et al. e Aruntas et al. utilizaram pó de mármore. Os resultados obtidos na presente dissertação são semelhantes aos de Aruntas et al. (2010) e de Almeida (2004), sendo no entanto algo diferentes em relação aos obtidos por Omar et al. (2012). Foi também realizada uma análise mineralógica às LCM por difratometria de raios X. A norma utilizada neste ensaio e as respectivas condições são apresentadas na Tabela 4.12, sendo os resultados apresentados na Figura 4.6. Tabela Condições de ensaio na análise mineralógica por difratometria de raios X Norma de ensaio LNEC E 403:1993 Tipo de radiação Radiação Kα do cobalto produzida por uma unidade de difracção de raios X Varrimento Entre 3 e 74º 2θ Velocidade de varrimento 0,05º 2θ/s Tensão de filamento 35 kv Corrente de filamento 45 ma Conclui-se, através da análise da Figura 4.6, que o composto cristalino predominante é a calcite (CaCO 3 ), existindo vestígios de mica (KAl 3 Si 3 O 10 (OH) 2 ), dolomite (CaMg(CO 3 ) 2 ) e quartzo (SiO 2 ). A predominância de calcite é também explicada pelo facto de o mármore se formar a partir de rochas calcárias, sendo estas ricas neste tipo de composto cristalino. 74

89 Contagem Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Posição (x2θ) Figura Análise mineralógica por difratometria de raios X às LCM (M - Mica; Q - Quartzo; C - Calcite; D - Dolomite) Massa volúmica e superfície específica O ensaio de massa volúmica e superfície específica de Blaine foram realizados seguindo a norma NP EN 1966:2010. Este ensaio foi realizado apenas à parte da amostra que passou no peneiro 0,063 mm, representando 15,2 % do peso total da amostra. Os resultados são apresentados na Tabela Tabela Massa volúmica e superfície específica de Blaine das LCM e comparação com os resultados obtidos por Almeida, Omar et al., Aruntas et al, e Çelik et al. Sardinha (2014) Almeida (2004) Omar et al. (2012) Aruntas et al. (2010) Çelik et al. (1996) Massa volúmica (kg/dm 3 ) 2,74 2,72 2,50 2,60 2,65 Superfície específica (cm 2 /g) No que se refere à massa volúmica, os valores não variam significativamente entre os registados na presente dissertação e os observados pelos restantes autores. Já no caso da superfície específica, os valores são mais dispersos. Esta dispersão de resultados pode dever -se aos diversos tipos de corte das pedras de origem. No caso de Almeida (2004), os resíduos utilizados provêm de rochas cortadas com disco adiamantado, produzindo partículas mais finas do que aquelas gerados no corte com fio adiamantado, como é o caso da presente dissertação. O resultado obtido no presente estudo foi similar ao de Aruntas et al., concluindo-se que no decorrer deste capítulo os resultados da campanha experimental devem ser comparados sobretudo com os obtidos por este autor Análise granulométrica A análise granulométrica realizada às LCM foi feita através do método de peneiração por jacto de ar, tendo o ensaio seguido a norma EN :2009. Os resultados obtidos neste ensaio são apresentados na Tabela

90 Capítulo 4 - Resultados experimentais Tabela Análise granulométrica às LCM Dimensão da abertura dos Percentagem cumulativa do peneiros (mm) material passado (%) 2,000 84,2 0,125 27,5 0,063 16,8 Comparando os resultados da análise granulométrica feita na presente dissertação e os da realizada por Almeida (2004), constata-se que os agregados muito finos utilizados por este autor apresentam uma granulometria mais fina, tendo passado pelo peneiro de 0,063 mm uma percentagem de material acumulada de aproximadamente 60%. Esta diferença na granulometria dos dois materiais é explicada, à semelhança do que acontece com a superfície específica, pelo facto de o método de corte da rocha utilizado ser também diferente Ensaios ao betão no estado fresco O presente subcapítulo pretende apresentar os resultados dos ensaios feitos ao betão no estado fresco. Os ensaios realizados foram o do abaixamento de cone de Abrams e o da massa volúmica no estado fresco. No Anexo J, são apresentados de forma detalhada os mesmos resultados Abaixamento do cone de Abrams O ensaio de abaixamento do cone de Abrams tem como objectivo avaliar a trabalhabilidade do betão, sendo realizado segundo a norma NP EN (2002). Foi exigida aos betões a classe de trabalhabilidade S3, que, segundo a regulamentação, limita os resultados do abaixamento do cone de Abrams em 125 ± 25 mm. Como na presente dissertação a trabalhabilidade é utilizada para definir as relações a/l (água/ligante) a utilizar nas diferentes amassaduras, decidiu-se limitar os valores deste abaixamento em 125 ± 15 mm. Tabela Relação a/l e abaixamento do conde de Abrams dos vários betões Relação a/l Abaixamento (cm) BR 0,54 12,5 B0,5 0,55 12,6 B0,10 0,55 12,3 B0,20 0,54 12,3 BR1 0,48 11,8 B1,5 0,49 13,1 B1,10 0,48 12,5 B1,20 0,48 12,3 BR2 0,42 13,7 B2,5 0,43 12,0 B2,10 0,44 12,5 B2,20 0,45 12,7 76

91 Relação (a/l) Abaixamento do cone de Abrams (cm) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Na Tabela 4.15, são apresentados os valores obtidos no ensaio de abaixamento do cone de Abrams para os betões estudados, bem como as respectivas relações a/l utilizadas nas suas amassaduras. A referida tabela demonstra que em todos os betões produzidos o valor do abaixamento do cone de Abrams se encontra dentro do limite estipulado de 125 ± 15 mm, cumprindo assim de forma rigorosa a mesma trabalhabilidade em todos os betões, factor importante para a análise dos resultados dos ensaios feitos ao betão no estado endurecido. Na Figura 4.7, é também visível que todos os valores se encontram dentro do intervalo desejado Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Abaixamento do cone de Abrams para os vários betões Na Figura 4.8, é apresentada a variação da relação a/l com o incremento da taxa de substituição de cimento por LCM Família B0 Família B1 Família B Taxa de substituição (%) Figura Relação a/l dos betões estudados Através da Figura 4.8, é visível que a relação a/l nas famílias B0 e B1 se mostrou bastante indiferente ao incremento da taxa de substituição de cimento por LCM. Já no caso da família B2, o aumento desta taxa de substituição levou a que fosse necessário incluir mais água nas suas amassaduras, aumentando assim a relação a/l. É também notório o efeito dos adjuvantes do tipo plastificante na trabalhabilidade dos betões. Em relação ao betão de referência, registou-se uma diminuição da relação a/l de 11,1 e 22,2% para o caso do uso do superplastificante corrente (SP1) e do de alto desempenho (SP2), respectivamente. Os resultados obtidos estão de acordo com os expostos no subcapítulo Bonavetti et al. (2000), ao substituírem o cimento nos betões por fíler de calcário, concluíram que a 77

92 Capítulo 4 - Resultados experimentais trabalhabilidade dos mesmos se mantém constante com o incremento da percentagem de substituição. Já Vijayalakshmi et al. (2013), ao analisarem a influência da substituição de areia fina por pó de granito no betão, verificaram uma diminuição na trabalhabilidade. Çelik et al. (1996) observaram que, com o aumento da substituição de agregados finos por pó de calcário e à semelhança de Vijayalakshmi et al. (2013), a trabalhabilidade dos betões diminui. Estes últimos autores explicam que o pó de calcário utilizado, ao ser mais fino e apresentar uma maior superfície específica do que os agregados finos, exige uma maior quantidade de água para que se consiga humedecer a totalidade da sua superfície e assim obter níveis de trabalhabilidade semelhantes Massa volúmica no estado fresco O ensaio para a obtenção da massa volúmica no estado fresco do betão seguiu a norma NP EN (2002), sendo apresentados na Tabela 4.16 os resultados obtidos e as respectivas diferenças relativas com a substituição de cimento por LCM e com a incorporação de superplastificantes. Tabela Massa volúmica e diferenças relativas dos vários betões Massa volúmica (kg/dm 3 ) LCM (%) SP (%) BR 23,20 0,00 - B0,5 23,40 0,86 - B0,10 23,14-0,27 - B0,20 23,01-0,82 - B1,0 23,53 0,00 1,42 B1,5 23,48-0,22 0,33 B1,10 23,35-0,77 0,91 B1,20 23,24-1,23 1,00 B2,0 23,83 0,00 2,71 B2,5 23,90 0,32 2,15 B2,10 23,93 0,42 3,41 B2,20 23,74-0,37 3,17 Pela análise dos resultados da Tabela 4.16, é possível concluir que a massa volúmica no estado fresco das várias amassaduras não varia significativamente com a substituição de cimento por LCM, tendo-se registado a maior variação para o betão com SP1 e com taxa de substituição de 20% no valor de -1,23%. Na Figura 4.9, são também apresentados os valores obtidos para este ensaio, sendo mais uma vez perceptível a pequena variação dos resultados. Através da mesma figura, é possível identificar as tendências na variação da massa volúmica com a substituição de cimento por LCM. No caso da família B0, existe uma tendência para a diminuição da massa volúmica com o aumento da taxa de substituição. Não obstante, a variabilidade foi alta, tendo a regressão linear utilizada apresentado um coeficiente de correlação de 0,456. Para a família B1, a massa volúmica decresceu com o aumento da taxa de substituição, apresentando uma variação linear (R 2 = 0,968). Já para o caso da família B2, existe um aumento desta propriedade até à taxa de 78

93 Massa volúmica (kg/dm 3 ) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore incorporação de 10%, sendo que para 20% de substituição o valor da massa volúmica já se apresenta menor do que o do betão sem incorporação de LCM. Para esta última família, foi utilizada uma regressão polinomial de 2º grau para representar a variação da massa volúmica, tendo esta regressão apresentado uma excelente correlação com os valores obtidos (R 2 = 0,998). O facto de a massa volúmica apresentar uma variação polinomial na família B2 indica que, para esta família, as LCM exercem um efeito de fíler, ainda que muito ténue, caracterizado por um aumento inicial da propriedade, seguido de uma diminuição desta com o aumento da taxa de substituição. A utilização de adjuvantes do tipo plastificante provocou um aumento da massa volúmica em relação aos betões sem a sua incorporação. Este resultado era à partida esperado uma vez que o uso deste tipo de adjuvantes permitiu uma diminuição da relação a/l e, consequentemente, levou à formação de betões mais compactos. O aumento na massa volúmica foi mais notório no betão B2,10, que apresentou um aumento nesta propriedade em relação ao betão B0,10 de 3,41% R² = R² = R² = Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Massa volúmica no estado fresco em relação à taxa de substituição para as várias famílias de betões 4.4. Ensaios ao betão no estado endurecido No presente subcapítulo, são apresentados e analisados os resultados obtidos nos ensaios feitos aos betões no estado endurecido de modo a caracterizar as suas propriedades em termos de durabilidade. Entre os ensaios realizados, estão a absorção de água por capilaridade e imersão, a resistência à penetração de cloretos e à carbonatação, bem como o ensaio de retracção. Par a além dos referidos ensaios, são também expostos os resultados obtidos quanto à resistência mecânica à compressão, de forma a poder compreender melhor alguns resultados observados em termos de durabilidade Resistência à compressão O ensaio de determinação da resistência mecânica à compressão efectuou-se segundo a norma NP EN (2011). Nas Tabelas 4.17, 4.18 e 4.19, são apresentados os valores médios da resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias de idade (f cm,7,f cm,28,f cm,56 ), assim como a variação 79

94 Capítulo 4 - Resultados experimentais desta propriedade com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM e com a incorporação de adjuvantes do tipo plastificante. No Anexo K, são apresentados os dados relativos ao cálculo destes resultados. Tabela Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 7 dias de idade Taxa de substituição (%) f cm,7 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,7 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,7 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,7 (MPa) LCM (%) SP (%) B0 30, ,03-2,12-26,79-12,68-22,97-25,13 - B1 40, ,98 37,22-8,08 23,94 35,74-11,73 33,41 28,31-30,08 23,25 B2 40, ,86 41,01 0,61 36,56 38,44-5,69 43,49 30,23-25,83 31,61 Tabela Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 28 dias de idade Taxa de substituição (%) f cm,28 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,28 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,28 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,28 (MPa) LCM (%) SP (%) B0 39, ,26-4,92-34,14-12,89-27,99-28,58 - B1 47, ,06 43,70-7,12 17,28 43,24-8,10 26,65 34,42-26,84 22,97 B2 51, ,16 51,83 0,84 39,10 47,29-8,00 38,52 36,38-29,22 29,97 Tabela Resultados do ensaio de resistência à compressão aos 56 dias de idade Taxa de substituição (%) f cm,56 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,56 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,56 (MPa) LCM (%) SP (%) f cm,56 (MPa) LCM (%) SP (%) B0 43, ,99-7,13-37,16-13,70-28,48-33,86 - B1 51, ,86 46,15-10,58 15,40 44,43-13,91 19,56 36,16-29,94 26,97 B2 53, ,20 53,61-0,56 34,06 48,12-10,74 29,49 37,72-30,03 27,74 Analisando a resistência à compressão aos 28 dias de idade dos betões sem incorporação de LCM, são registados valores de 39,19, 47,05 e 51,4 MPa para o betão sem adjuvantes, com adição de SP1 e SP2, respectivamente. Através destes valores, conclui-se que o betão BR0 se inclui na classe de resistência C30/37, superior à prevista aquando da formulação deste. Já no caso dos betões BR1 e BR2, estes enquadram-se nas classes de resistência C35/45 e C40/50, respectivamente. De forma a analisar melhor a influência da substituição de cimento por LCM na resistência à compressão dos vários betões são apresentadas as Figuras 4,10, 4.11 e 4.12, referentes ao betão sem adjuvantes, com SP1 e SP2, respectivamente. 80

95 Resistência à compressão (MPa) Resistência à compressão (MPa) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 50 7 dias 28 dias 56 dias Taxa de substituição (%) Figura Resistência à compressão dos betões da família B0 aos 7, 28 e 56 dias de idade Através da Figura 4.10, é possível concluir que, na família de betões B0, existe uma tendência decrescente da resistência à compressão com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. A maior descida registou-se aos 56 dias de cura, com uma redução de 33,9%. É também visível um maior ganho relativo de resistência à compressão entre os 7 e os 28 dias. No período entre os 28 e 56 dias esse ganho foi menor. Estas duas últimas tendências são normais em betões convencionais 55 7 dias 28 dias 56 dias Taxa de substituição (%) Figura Resistência à compressão dos betões da família B1 aos 7, 28 e 56 dias de idade Analisando a Figura 4.11, é possível observar-se a mesma tendência decrescente da resistência à compressão com o aumento da taxa de substituição de LCM na família B1. Constata -se também que, tal como esperado, a resistência à compressão desta família é superior à da família B0 para todas as taxas de substituição. A família B2, de acordo com a Figura 4.12, é a única em que existe um efeito benéfico na resistência à compressão com a substituição de cimento por LCM, mais concretamente para a taxa de substituição de 5%, tendo-se observado um aumento de 0,84% em relação ao betão BR2. Nesta família, observa-se ainda uma menor diferença entre os valores da resistência à compressão registados aos 28 e 56 dias de idade em relação às restantes famílias de betões. 81

96 Resistência à compressão (MPa) Capítulo 4 - Resultados experimentais dias 28 dias 56 dias Taxa de substituição (%) Figura Resistência à compressão dos betões da família B2 aos 7, 28 e 56 dias de idade Para uma melhor análise da influência das LCM e dos adjuvantes do tipo plastificante na resistência à compressão dos betões, são apresentadas na Tabela 4.20 as funções de aproximação utilizadas e os respectivos coeficientes de correlação. Tabela Valores dos coeficientes de correlação das funções de aproximação utilizadas na resistência à compressão Família B0 Família B1 Família B2 Polinomial Polinomial Polinomial Linear Linear Linear (2ºgrau) (2ºgrau) (2ºgrau) R 2 R 2 R 2 7 dias 0,9696 0,9736 0,9811 0,9889 0,8922 0, dias 0,9927 0,9983 0,9438 0,9714 0,9049 0, dias 0,9890 0,9989 0,9807 0,9809 0,9439 0,9862 Os resultados indicados na Tabela 4.20 indicam que, na família B0 e B1, tanto a regressão linear como a polinomial aproximam de forma bastante exacta a influência da substituição de cimento por LCM na resistência à compressão do betão, registando-se sempre valores de R 2 superiores a 0,95. Já na família B2, a função polinomial aproxima de forma mais exacta esta influência, principalmente aos 7 dias de cura, sendo os valores dos coeficientes de correlação de 0,892 e 0,997 para a regressão linear e polinomial, respectivamente. O facto de a função polinomial aproximar melhor os resultados da resistência à compressão desta última família demonstra que existe um efeito de fíler com a incorporação de LCM, ainda que muito ténue. Para analisar a influência de adjuvantes do tipo plastificantes nos betões produzidos, é apresentada na Figura 4.13 a diferença relativa entre a resistência à compressão dos betões de referência com adjuvantes e o betão de referência sem adjuvantes. Estes valores foram também apresentados nas Tabelas 4.17, 4.18 e 4.19, sendo que as maiores diferenças foram registadas aos 7 dias com os valores de 32,0% e 32,9% para os betões BR1 e BR2, respectivamente. Verifica-se que a eficácia dos adjuvantes, medida pelo incremento na resistência à compressão provocado pela sua adição, diminui com a idade do betão. 82

97 f cm,sp /f cm,sa (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore BR1 BR Idade (dias) Figura Diferença relativa da resistência à compressão entre os betões com incorporação de adjuvantes face ao betão sem adjuvantes Absorção de água por capilaridade O ensaio de absorção de água por capilaridade decorreu segundo a especificação LNEC E-393 (1993). A absorção de água, tanto por capilaridade como por imersão, é relevante no estudo da durabilidade de betões porque permite, de forma indirecta, avaliar o nível de porosidade dos betões e a forma como estes se opõem à penetração de cloretos. Na Tabela 4.21, são apresentados os valores obtidos para a absorção e altura de água por ascensão capilar para os vários betões às 72 horas, bem como as variações destes parâmetros com o incremento da taxa de substituição de cimento por LCM em relação aos betões de referência ( LCM ) e com a adição de adjuvantes ( SP ). Os dados relativos ao cálculo destes resultados são apresentados no Anexo L. Tabela Absorção e altura de água por ascensão capilar nos vários betões às 72 horas Tipo de betão Absorção de água por capilaridade às 72 h (g/mm 2 ) LCM (%) SP (%) Altura de absorção de água por capilaridade às 72 h (cm) LCM (%) SP (%) BR0 8,69E-03 0,00-7,36 0,00 - B0,5 8,76E-03 0,78-7,74 5,18 - B0,10 9,95E-03 14,50-7,66 4,16 - B0,20 1,06E-02 22,38-9,16 24,47 - BR1 4,88E-03 0,00-43,90 6,30 0,00-14,36 B1,5 5,82E-03 19,33-33,57 6,40 1,55-17,32 B1,10 6,86E-03 40,67-31,08 6,62 5,06-13,62 B1,20 7,87E-03 61,49-25,98 7,21 14,48-21,23 BR2 4,62E-03 0,00-46,86 6,02 0,00-18,18 B2,5 5,05E-03 9,31-42,36 5,87-2,49-24,15 B2,10 5,80E-03 25,55-41,73 6,23 3,43-18,76 B2,20 6,78E-03 46,89-36,22 6,85 13,81-25,19 Através da análise da Tabela 4.21, em conjunto com a Figura 4.14, conclui-se que a absorção de água por capilaridade aumenta para todas as taxas de substituição de cimento por LCM. Este aumento foi mais sentido na família de betões com SP1, sendo que para o betão BR1,20 esta 83

98 Absorção de água por capilaridade às 72 horas (g/mm 2 ) Capítulo 4 - Resultados experimentais propriedade aumentou, às 72 horas, 61% em relação ao valor obtido para o betão BR1. No entanto, é de referir que, à excepção da família B1, a taxa de substituição de 5% não provocou uma alteração significativa na absorção de água por capilaridade às 72 horas, tendo esta aumentado 1 e 9% nos betões BR0,5 e BR2,5, respectivamente, em relação aos respectivos betões sem incorporação de LCM. Este aumento da absorção de água por ascensão capilar deve - se ao facto de as LCM utilizadas apresentarem uma granulometria maior do que o cimento, não preenchendo assim tantos vazios no betão. Ainda assim, para taxas de substituição baixas, este efeito não é significativo. Ainda na Figura 4.14 são apresentadas as regressões lineares utilizadas para relacionar os resultados obtidos no presente ensaio com a taxa de substituição de cimento por LCM, tendo -se observado que para todas as famílias de betões este tipo de regressão é excelente, com valores de R 2 superiores a 0,91. Desta forma, conclui-se que existe uma clara relação entre a incorporação de LCM no betão com a sua capacidade de absorção de água por capilaridade. Por último, observa-se que a utilização de adjuvantes do tipo plastificante melhora a absorção de água por capilaridade. Esta propriedade foi reduzida em 44 e 47% nos betões com incorporação de SP1 e SP2, respectivamente. Observa-se também que, com o aumento da taxa de incorporação de LCM, o efeito provocado pelos adjuvantes diminui ligeiramente. 1.20E E E E E E E+00 R² = R² = R² = Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Absorção de água por capilaridade às 72 horas nos vários betões Os resultados obtidos na presente dissertação para a capacidade de absorção de água por capilaridade diferem um pouco dos resultados obtidos pelos autores apresentados no Capítulo 2. Isto deve-se ao facto de as LCM utilizadas não serem tão finas como os agregados muito finos de outras naturezas utilizados pelos autores pesquisados. Esta diferença é devida à forma como o mármore foi cortado na pedreira de onde foram recolhidos os resíduos utilizados no presente estudo que, ao ser cortado através de fio adiamantado, não produz lamas tão finas como quando cortado com disco adiamantado. No que se refere ao efeito da adição de adjuvantes no betão, os resultados estão de acordo com as conclusões de Coutinho et al. (1994), onde este refere que a adição de adjuvantes do tipo plastificante diminui a absorção de água por capilaridade. Na Tabela 4.21, bem como na Figura 4.15, são também apresentadas as alturas de água por ascensão capilar em função da taxa de substituição de cimento por LCM. É então possível observar que este fenómeno segue a mesma tendência do que a absorção de água por capilaridade, aumentando em todas as famílias de betões com o incremento da taxa de 84

99 Altura de água por ascensão capilar (cm) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore incorporação de LCM. Contudo, este fenómeno é mais sentido na família de betões B0, sendo que a altura de água registada para o betão B0,20 é 24% maior do que a registada no betão de referência. Nos betões B1,20 e B2,20, a altura de ascensão de água por capilaridade é 14% menor do que a altura registada nos respectivos betões de referência. Já para o caso de taxas de substituição menores, a altura de ascensão de água por capilaridade aumenta de forma muito mais lenta do que a quantidade de água absorvida, sendo que para a taxa de substituição de 10% a altura de água aumenta em relação aos betões de referência 4, 5 e 3% nas famílias B0, B1 e B2, respectivamente Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Altura de água por ascensão capilar às 72 horas nos vários betões Na Tabela 4.22, são apresentados os valores dos coeficientes de correlação das regressões utilizadas para relacionar a altura de água por ascensão capilar com a taxa de substituição de cimento por LCM. Através desta tabela, é possível concluir que, à exceção da família B1, a regressão polinomial de segundo grau é a mais adequada para relacionar a altura de água por ascensão capilar. Isto significa que, apesar de esta altura aumentar sempre com o incremento da taxa de substituição, para taxas menores o aumento da altura de água é menor do que para taxas maiores. Tabela Coeficientes de correlação das regressões utilizadas para relacionar a altura de água por ascensão capilar com a taxa de substituição de cimento por LCM R 2 Linear Polinomial (2ºgrau) Família B0 0,8724 0,9573 Família B1 0,9651 0,9991 Família B2 0,8460 0,9580 Por último, é apresentada na Figura 4.16 a relação entre a água absorvida por capilaridade às 72 horas com a resistência à compressão aos 28 dias. Através da análise desta figura, é possível constatar que, quanto maior for a resistência à compressão, menor será a absorção de água por capilaridade. Esta relação era esperada porque a absorção de água por capilaridade é um indicador indirecto do grau de vazios existente no betão. Sendo assim, se um betão apresenta uma menor absorção de água por capilaridade, terá um menor grau de vazios o que também conduz a uma maior resistência à compressão. Ainda na Figura 4.16, é apresentada a regressão 85

100 Absorção de água porcapilaridade às 72 horas (g/mm 2 ) Capítulo 4 - Resultados experimentais linear utlizada para relacionar estas duas grandezas, sendo que esta regressão apresenta um coeficiente de correlação de 0,83, indicando que estas duas propriedades do betão são muito relacionáveis. 1.20E E E E-03 R² = E E E Figura Relação entre a água absorvida por capilaridade às 72 horas e a resistência à compressão aos 28 dias Absorção de água por imersão Resistência à compressão aos 28 dias (MPa) O ensaio de absorção de água por imersão foi realizado seguindo a especificação LNEC E-394 (1993), que tem como objectivo avaliar a presença de poros abertos no betão. Na Tabela 4.23, são apresentados os valores obtidos para a absorção de água por imersão dos vários betões produzidos, bem como a sua variação com o incremento da taxa de incorporação de LCM em relação aos betões de referência ( LCM ) e com a utilização de adjuvantes do tipo plastificante ( SP ). São ainda apresentados no Anexo M todos os valores intervenientes no cálculo destes resultados. Tabela Absorção de água por imersão dos vários betões estudados Tipo de Absorção de água betão por imersão (%) LCM (%) SP (%) BR0 16,0 0,00 - B0,5 16,2 1,07 - B0,10 15,9-0,44 - B0,20 16,1 1,04 - BR1 13,0 0,00-18,47 B1,5 13,6 4,32-15,85 B1,10 14,5 11,56-8,64 B1,20 15,5 18,60-4,29 BR2 12,8 0,00-19,65 B2,5 12,3-4,00-23,68 B2,10 12,4-3,40-22,04 B2,20 12,8 0,03-20,44 86

101 Absorção de água por imersão (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Da análise da Tabela 4.23 e da Figura 4.17, conclui-se que na família de betões B0 a absorção de água por imersão é praticamente indiferente à substituição de cimento por LCM, tendo a regressão linear utilizada para relacionar estes dois factores apresentado um coeficiente de correlação de 0,134. Nesta família, a diferença da absorção de água por imersão relativamente ao betão BR0 variou entre -0,44 e 1,04%, para os betões B0,10 B0,20, respectivamente. Para a família de betões B2, a absorção de água por imersão foi menor nas taxas de substituição de cimento por LCM de 5 e 10%, em relação ao betão BR2, sendo que para a taxa de substituição de 20% a água absorvida por imersão é muito semelhante à absorvida pelo betão BR2, variando apenas 0,03%. Na Figura 4.17, é apresentada a regressão polinomial utilizada e o respectivo coeficiente de correlação de 0,913, indicando assim que, na presença de SP2, a incorporação de LCM no betão exerce um ligeiro efeito de fíler. Não obstante, e tal como para a família de betões sem adjuvantes, a absorção de água por imersão varia muito pouco para as diferentes taxas de substituição de cimento por LCM. Já no caso da família B1, o incremento da taxa de substituição de cimento por LCM provoca um aumento da água absorvida por imersão dos betões. Este aumento segue uma tendência linear, como é apresentado na Figura 4.17 através da regressão utilizada, sendo que esta apresenta um coeficiente de correlação de 0,979. O facto de os betões com incorporação de SP1 apresentarem uma maior absorção de água por imersão com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM pode-se dever ao mecanismo de actuação deste tipo de adjuvante que, ao actuar na superfície dos agregados e ser menos eficaz do que o SP2, não consegue compensar o aumento de superfície específica provocado pela incorporação de LCM no betão. Esta diferença no grau de actuação dos adjuvantes do tipo plastificante utilizados é visível na Figura 4.17 e expresso na Tabela 4.23, sendo que os betões BR1 e BR2 apresentaram uma diminuição da água absorvida por imersão de 18,5 e 19,7% em relação ao betão de referência, respectivamente. Já para os betões B1,20 e B2,20, esta diminuição foi de 4,3 e 20,4% em relação ao betão B0,20, respectivamente, demonstrando assim esta perda na capacidade de actuação do adjuvante SP1 para taxas de substituição mais elevadas R² = R² = R² = Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Absorção de água por imersão para os vários betões produzidos Os resultados obtidos na presente dissertação são semelhantes aos obtidos por Çelik et al. (1996), tendo estes concluído que, até à taxa de 20% de substituição de agregados finos por pó de calcário, a quantidade de água absorvida por imersão dos betões estudados se mantém 87

102 Absorção de água por imersão (%) Capítulo 4 - Resultados experimentais praticamente constante. Estes autores justificam que os resultados obtidos se podem dever ao facto de, para taxas de substituição baixas, a parte mais fina do pó ser capaz de preencher parte dos vazios existentes no betão impedindo assim a entrada de água neste. Na Figura 4.18, é apresentada a relação entre a absorção de água por imersão e a resistência à compressão aos 28 dias dos vários betões. Constata-se que estas duas propriedades do betão estão relacionadas, sendo que, à semelhança do que acontece para a absorção de água por capilaridade, quanto maior for a resistência à compressão, menor será a absorção de água por imersão. Esta relação foi aproximada através de uma regressão linear, tendo esta apresentado um coeficiente de correlação de 0,636, valor razoável para concluir que, de facto, existe uma relação entre estas propriedades do betão. O facto de um betão apresentar menor absorção de água por imersão em relação a outro betão significa que o primeiro tem um grau de poros abertos menor do que o segundo e, por conseguinte, um maior grau de compacidade e assim uma maior resistência à compressão. Esta relação entre a absorção de água por imersão e a resistência à compressão dos betões foi também observada por Gameiro (2012) R² = Resistência à compressão aos 28 dias (MPa) Figura Relação entre a absorção de água por imersão e a resistência à compressão aos 28 dias Através da análise da Figura 4.19, conclui-se que existe uma forte relação entre a absorção de água por imersão e a absorção de água por capilaridade às 72 horas, sendo que, quando uma destas propriedades aumenta, a outra segue a mesma tendência. De modo a relacionar estas duas grandezas, foi utilizada uma regressão linear, obtendo-se um coeficiente de correlação de 0,825. Este grau de correlação era já à partida esperado pelo facto de estes dois tipos de absorção de água serem métodos indirectos de avaliação do grau de vazios existentes no betão, ainda que com dimensões e configurações distintas. 88

103 Absorção de água por imersão (%) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore R² = Figura Relação entre a absorção de água por imersão e absorção de água por capilaridade às 72 horas Resistência à penetração de cloretos O ensaio de resistência à penetração de cloretos realizou-se segundo a especificação LNEC E- 463 (2004). Desta forma, determinou-se o coeficiente de difusão de cloretos por migração em regime não estacionário dos betões. Tendo em conta os três mecanismos de transporte de iões cloreto, nomeadamente o de difusão, o de diferença de pressão e o de absorção capilar de águas, este processo é muito prejudicial para as armaduras existentes no betão estrutural. A penetração de cloretos no betão ocorre mais ou menos intensamente de acordo com a estrutura porosa da matriz cimentícia, que por sua vez é variável devido às constantes reacções de hidratação do cimento. Na Tabela 4.24, são apresentados os valores obtidos no presente ensaio e as respectivas variações com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM e com a incorporação de adjuvantes do tipo plastificante. No Anexo N, são apresentados os dados e cálculos efectuados para a obtenção destes resultados. Tipo de betão E E E E E E-02 Tabela Coeficiente de difusão de cloretos para os vários betões aos 28 e 91 dias Coeficiente de difusão de cloretos aos 28 dias (x10-12 ) Absorção de água por capilaridade às 72 horas (g/mm 2 ) LCM (%) SP (%) Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12 ) LCM (%) SP (%) BR 19,59 0,00-19,07 0,00 - B0,5 21,43 9,42-20,75 8,82 - B0,10 22,96 17,22-22,32 17,07 - B0,20 28,28 44,38-25,97 36,17 - BR1 18,61 0,00-4,97 18,53 0,00-2,80 B1,5 20,29 9,02-5,32 18,94 2,16-8,74 B1,10 22,54 21,11-1,82 21,09 13,80-5,52 B1,20 27,14 45,83-4,02 25,12 35,52-3,26 BR2 17,84 0,00-8,93 15,58 0,00-18,29 B2,5 17,95 0,63-16,25 15,88 1,93-23,46 B2,10 19,48 9,20-15,16 17,23 12,90-22,80 B2,20 23,34 30,85-17,47 20,15 32,01-22,39 89

104 Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12 ) Coeficiente de difusão de cloretos aos 28 dias (x10-12 ) Capítulo 4 - Resultados experimentais As Figuras 4.20 e 4.21, de acordo com a Tabela 4.24, demonstram que existe uma tendência para o aumento do coeficiente de difusão de cloretos com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. Esta tendência registou-se tanto nos ensaios realizados aos 28 dias como aos 91 dias, ainda que nestes últimos a variação seja ligeiramente menor R² = R² = R² = Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Coeficiente de difusão de cloretos aos 28 dias para os vários betões R² = R² = R² = Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias para os vários betões Na família de betões sem adjuvantes, o aumento do coeficiente de difusão de cloretos foi linear tanto aos 28 como aos 91 dias, tendo sido registada uma variação máxima deste propriedade de 36,2% no betão B0,20 em relação ao betão de referência. Na família de betões com adição de SP1, aos 28 dias a tendência de crescimento foi linear enquanto aos 91 dias a variação do coeficiente de difusão de cloretos foi mais próxima de uma função polinomial de segundo grau. Para esta família, a máxima variação registada aos 91 dias foi de 35,5% para o betão B1,20 em relação ao betão de referência da mesma família. Já a família de betões com adição de SP2, tanto aos 28 como aos 91 dias, a variação da presente propriedade aproximou-se melhor a uma função polinomial de segundo grau, mostrando que, à semelhança do que acontece com a resistência à compressão e absorções de água por capilaridade e imersão, é nesta família que é mais notório o efeito de fíler provocado pela incorporação de LCM no betão, ainda que este efeito seja muito suave. A máxima variação do coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias 90

105 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore registada para esta última família foi de 32,0% para o betão B2,20 em relação ao betão de referência com adição de SP2. Na Tabela 4.25, são apresentados os coeficientes de correlação obtidos para as regressões lineares e polinomiais utilizadas para relacionar o coeficiente de difusão de cloretos com a taxa de substituição de cimento por LCM. Tal como referido, a regressão linear aproxima sempre de uma forma muito exacta e praticamente semelhante à regressão polinomial os resultados obtidos, sendo que apenas no caso da família B2 a regressão polinomial se destaca em relação à linear. Tabela Coeficientes de correlação registados nos dois tipos de regressão utilizadas para relacionarem o coeficiente de difusão de cloretos com a taxa de substituição de cimento por LCM 28 dias 91 dias R 2 R 2 Polinomial Polinomial Linear Linear (2º grau) (2º grau) Família B0 0,9849 0,9978 0,9990 0,9998 Família B1 0,9962 0,9994 0,9617 0,9897 Família B2 0,9309 0,9945 0,9588 0,9940 Quanto ao efeito dos adjuvantes utilizados, o adjuvante SP1 permitiu uma diminuição máxima do coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias de 8,7%, para o betão B1,5 em relação ao betão B0,5. O seu efeito foi ligeiramente variável paras as diferentes taxas de substituição de cimento por LCM, não se tendo verificado uma tendência clara. Por outro lado, no caso da adição de SP2, o seu efeito foi muito mais notório, como era expectável, e foi mais notório para maiores taxas de substituição de cimento por LCM. A máxima variação do coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias observada com a adição de SP2 foi de 33,5%, tendo ocorrido para a taxa de substituição de 5%. A diminuição da permeabilidade à penetração de cloretos no betão com a crescente taxa de substituição de cimento por LCM pode ser explicada pelo fenómeno descrito por André (2012). Este refere que o óxido de alumínio (Al 2 O 3 ) beneficia a formação de aluminato tricálcico (C 3 A) que fixa os iões de cloreto, formando compostos insolúveis. Desta forma, com a redução de iões livres no betão, ocorre uma menor penetração de cloretos e, por conseguinte, menores coeficientes de difusão. O aumento deste coeficiente registado aquando da substituição do cimento pelas LCM acontece porque, uma vez que o primeiro apresenta 4,8% de Al 2 O 3 e as LCM apenas 3,3%, ao ser feita esta substituição, ocorre uma menor formação de C 3 A permitindo uma maior difusão de cloretos pelo betão. Por outro lado, e tal como constatado nas anteriores propriedades analisadas, o facto de a substituição de cimento por LCM levar a absorções de água maiores por parte do betão potencia a entrada de cloretos no interior deste. Uma vez que a difusão de cloretos no interior do betão está relacionada com a estrutura porosa deste, é interessante comparar os resultados obtidos no presente ensaio com os obtidos nos ensaios analisados anteriormente, nomeadamente a resistência à compressão e as absorções de água por capilaridade e imersão. 91

106 Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12 ) Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12 ) Capítulo 4 - Resultados experimentais Na Figura 4.22, é apresentada a relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28 dias. É possível observar que existe uma clara tendência para o aumento da resistência à compressão dos betões quando o coeficiente de difusão de cloretos diminui, tendo a regressão linear apresentado um coeficiente de correlação de 0,847. Esta relação é explicada pela relação destas duas grandezas com a estrutura porosa do betão. Quando um betão é menos poroso, este terá uma resistência à compressão maior em relação a outro mais poroso, sendo que, para o caso da difusão de cloretos, quanto menor for o grau de porosidade do betão, menor será também este último fenómeno R² = Resistência à compressão aos 28 dias (MPa) Figura Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28 dias As relações entre a difusão de cloretos aos 91 dias e as absorções de água por capilaridade aos 72 dias e por imersão são apresentadas nas Figuras 4.23 e É visível a relação existente entre as propriedades referidas, sendo que, quanto maior foi a absorção de água, maior será também o coeficiente de difusão de cloretos. No caso da absorção de água por capilaridade, a regressão linear utilizada apresenta um coeficiente de correlação de 0,65, enquanto para a absorção de água por imersão este coeficiente é de 0,573. A relação entre as propriedades analisadas nestas duas figuras é mais uma vez explicada pela sua ligação com a porosidade do betão, sendo que um betão mais poroso será também mais permeável à entrada de água e, através desta, à entrada de cloretos no seu interior R² = E E E E E E-02 Absorção de água por capilaridade às 72 horas (g/mm 2 ) Figura Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água por capilaridade às 72 horas

107 Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12 ) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Figura Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias e a absorção de água por imersão Resistência à carbonatação A resistência à carbonatação dos betões produzidos foi determinada seguindo a especificação LNEC E-391 (1993). Desta forma, foi avaliada a profundidade de penetração de dióxido de carbono no betão num ambiente controlado. A carbonatação, resultante da reacção do dióxido de carbono existente na atmosfera com os componentes do cimento hidratado, provoca a precoce deterioração das armaduras existentes no betão. Nas Tabelas 4.26 e 4.27, são apresentados os resultados da profundidade de carbonatação nos vários períodos de ensaio para os vários betões estudados, sendo que os valores intermédios para o seu cálculo são apresentados no Anexo O. Tipo de betão R² = Tabela Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões Carbonatação aos 7 dias (mm) Absorção de água por imersão (%) LCM (%) SP (%) Carbonatação aos 28 dias (mm) LCM (%) SP (%) BR 4,86 0,00-7,46 0,00 - B0,5 5,16 6,15-7,83 4,96 - B0,10 5,54 13,93-9,71 30,09 - B0,20 6,60 35,85-12,21 63,59 - BR1 4,00 0,00-17,68 7,19 0,00-3,61 B1,5 3,91-2,23-24,17 7,07-1,71-9,74 B1,10 5,05 26,26-8,77 8,33 15,80-14,20 B1,20 6,43 60,72-2,60 10,75 49,40-11,97 BR2 1,78 0,00-63,42 4,15 0,00-44,35 B2,5 1,80 1,12-65,15 4,94 18,88-36,97 B2,10 2,55 43,39-53,95 5,37 29,25-44,70 B2,20 3,85 116,43-41,71 8,26 98,77-32,38 93

108 Profundidade de carbonatação aos 7 dias (mm) Profundidade de carbonatação aos 28 dias (mm) Capítulo 4 - Resultados experimentais Tipo de betão Tabela Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões Carbonatação aos 56 dias (mm) LCM (%) SP (%) Carbonatação aos 91 dias (mm) LCM (%) SP (%) BR 10,08 0,00-11,97 0,00 - B0,5 13,01 29,09-14,49 21,06 - B0,10 13,87 37,60-16,23 35,64 - B0,20 16,43 62,97-23,39 95,45 - BR1 8,98 0,00-10,88 11,17 0,00-6,62 B1,5 10,18 13,37-21,72 12,05 7,83-16,82 B1,10 12,63 40,61-8,93 14,70 31,52-9,45 B1,20 15,99 77,98-2,91 17,79 64,79-3,98 BR2 5,59 0,00-44,55 6,86 0,00-42,69 B2,5 6,55 17,20-49,66 7,51 9,49-48,17 B2,10 8,02 43,57-42,14 9,72 41,74-40,11 B2,20 11,56 106,88-29, ,34-22,64 Através da análise das Tabelas 4.26 e 4.27, em conjunto com as Figuras 4.25 e 4.26, é possível concluir que a frente de carbonatação avança mais rapidamente com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. Na família de betões B0, a maior variação registada entre o betão de referência e o betão B0,20 foi de 95.45%, ocorrendo aos 91 dias. Já na família de betões B1, a maior variação foi registada aos 56 dias, tendo o betão B1,20 apresentado uma profundidade de carbonatação 78,0% maior do que o betão BR1. Por último, na família de betões B2, a variação foi maior do que nas restantes famílias. A maior variação ocorreu aos 7 e aos 91 dias com um valor de 116,4% entre o betão B2,20 e BR Família B0 Família B1 Família B Família B0 Família B1 Família B Taxa de substituição (%) Taxa de substituição (%) Figura Profundidade de carbonatação aos 7 e 28 dias nos vários betões 94

109 Profundidade de carbonatação (mm) Profundidade de carbonatação aos 56 dias (mm) Profundidade de carbonatação aos 91 dias (mm) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Família B0 Família B1 Família B Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B Taxa de substiutição (%) Figura Profundidade de carbonatação aos 56 e 91 dias nos vários betões No que se refere ao efeito da adição de adjuvantes do tipo plastificantes, estes diminuem a permeabilidade do betão ao fenómeno de carbonatação. Este efeito era expectável uma vez que com o uso deste tipo de adjuvantes a relação a/l dos mesmo diminui, formando assim betões menos porosos e, consequentemente, menos susceptíveis à entrada de CO 2 no seu interior. No caso da adição de SP1, observou-se uma redução máxima na profundidade de carbonatação no betão B1,5 e com o valor de 24,2%, em relação ao betão B0,5, tendo esta ocorrido aos 7 dias. Já na família B2, esta redução foi sempre maior do que na família B1, tendo a máxima redução sido observada aos 7 dias e para o betão com 5% de substituição de cimento por LCM no valor de 65,2% em relação ao mesmo betão sem SP2. Nas Figuras 4.27 a 4.29, são apresentadas as evoluções da profundidade da frente de carbonatação de cada família de betões em função da raiz quadrada do tempo de ensaio. Com base nestas curvas e através de regressões lineares, foi possível obter os coeficientes de carbonatação referentes a cada tipo de betão, sendo estes apresentados na Tabela É possível concluir, através destes coeficientes, que a frente de carbonatação avança mais rapidamente com a crescente taxa de substituição de cimento por LCM, tal como constatado anteriormente no presente subcapítulo. No que se refere ao efeito do uso de adjuvantes, estes permitiram uma redução no coeficiente de carbonatação para todos os tipos de betão y = x R² = y = x R² = y = x R² = y = 1.597x R² = Raiz quadrada do tempo de ensaio ( dias) BR B0,5 B0,10 B0,20 Figura Profundidade de carbonatação da família B0 em função da raiz quadrada do tempo de ensaio e respectivos coeficientes de carbonatação 95

110 Profundidade de carbonatação (mm) Profundidade de carbonatação (mm) Capítulo 4 - Resultados experimentais y = x R² = y = x R² = y = x R² = y = x R² = Raiz quadrada do tempo de ensaio ( dias) BR1 B1,5 B1,10 B1,20 Figura Profundidade de carbonatação da família B1 em função da raiz quadrada do tempo de ensaio e respectivos coeficientes de carbonatação y = 1.549x R² = y = x R² = y = x R² = y = x R² = Raiz quadrada do tempo de ensaio ( dias) BR2 B2,5 B2,10 B2,20 Figura Profundidade de carbonatação da família B2 em função da raiz quadrada do tempo de ensaio e respectivos coeficientes de carbonatação Tabela Coeficiente de carbonatação para os vários tipos de betão Coeficiente de carbonatação (mm/ dias) Taxa de substituição (%) Sem adjuvantes Com SP1 Com SP2 0 1,33 1,22 0,74 5 1,60 1,31 0, ,78 1,60 1, ,13 2,03 1,55 Em relação aos estudos consultados, é interessante referir que Yaque et al. (2005) obtiveram resultados semelhantes aos apresentados na presente dissertação. Yaque et al. (2005) estudaram a influência da adição no betão de lamas secas provenientes de uma estação de tratamento de águas residuais. Estes autores utilizaram taxas de adição de 2,5, 5 e 10%, sendo que para todas obtiveram um aumento na profundidade de carbonatação. Constataram ainda que, à semelhança do que acontece na presente dissertação, quanto maiores as taxas de adição, maior o aumento na profundidade de carbonatação. 96

111 Profundidade de carbonatação aos 91 dias (mm) Profundidade de carbonatação aos 91 dias (mm) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore O desempenho dos betões em termos de durabilidade está ligado com a porosidade deste. Desta forma, a resistência do betão à carbonatação segue aproximadamente as tendências observadas nas restantes propriedades analisadas. Na Figura 4.30, é apresentada a relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28 dias, sendo visível que, quanto maior a resistência à compressão, menor será a profundidade de carbonatação. A regressão linear utilizada apresenta um coeficiente de correlação de 0,889, indicando que existe uma clara relação entre estas duas propriedades R² = Resistência à compressão aos 28 dias (MPa) Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a resistência à compressão aos 28 dias Nas Figuras 4.31 e 4.32, são apresentadas as relações entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água por capilaridade às 72 horas e por imersão. Uma vez que estas três propriedades se encontram relacionadas com a quantidade de vazios no betão, a relação obtida era esperada, sendo que, quanto maior for a absorção de água por capilaridade ou por imersão, maior será também a profundidade de carbonatação. As regressões lineares utilizadas apresentam coeficientes de correlação de 0,655 e 0,548, para a absorção de água por capilaridade e por imersão, respectivamente, valores que permitem sustentar a referida relação R² = E E E E E E-02 Absorção de água por capilaridade às 72 horas (g/mm 2 ) Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água por capilaridade às 72 horas 97

112 Profundidade de carbonatação aos 91 dias (mm) Profundidade de carbonatação aos 91 dias (mm) Capítulo 4 - Resultados experimentais R² = Absorção de água por imersão (%) Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e a absorção de água por imersão A relação entre a profundidade de carbonatação e o coeficiente de difusão de cloretos é apresentada na Figura 4.33, onde a relação destas duas propriedades é aproximada por uma regressão linear com um coeficiente de correlação de 0,965. Mais uma vez, pelo facto de estas duas propriedades estarem significativamente ligadas com a porosidade dos betões, estas são fortemente relacionáveis pelo que, quando o betão é menos resistente à penetração de cloretos, a resistência à carbonatação também é menor. Figura Relação entre a profundidade de carbonatação aos 91 dias e o coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias Retracção R² = Coeficiente de difusão de cloretos aos 91 dias (x10-12 ) O ensaio de retracção foi realizado de acordo com a especificação LNEC E-398 (1993). Este fenómeno consiste na diminuição das dimensões de elementos de betão, diferida no tempo, que pode conduzir à fissuração do mesmo. A retracção é essencialmente condicionada pela relação a/l e pelas características dos agregados que constituem o betão. A incorporação de adjuvantes do tipo plastificante pode também influenciar este fenómeno, como será analisado de seguida. Na Tabela 4.29, são apresentados os resultados obtidos para a retração dos vários betões aos 91 dias, assim como as diferenças relativas com a substituição de cimento por LCM e adição de 98

113 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore superplastificantes. Os valores obtidos no presente ensaio são apresentados detalhadamente no Anexo P. Tabela Retração aos 91 dias dos vários betões Tipo de Retração aos betão 91 dias (m/m) LCM (%) SP (%) BR 3,45E-04 0,00 - B0,5 4,91E-04 42,39 - B0,10 4,46E-04 29,35 - B0,20 4,48E-04 29,72 - BR1 6,63E-04 0,00 92,03 B1,5 7,04E-04 6,23 43,26 B1,10 6,65E-04 0,38 49,02 B1,20 6,79E-04 2,46 51,67 BR2 4,89E-04 0,00 41,66 B2,5 5,44E-04 11,25 10,68 B2,10 4,16E-04-14,83-6,72 B2,20 4,19E-04-14,33-6,44 Através da análise da Tabela 4.29, em conjunto com as Figuras 4.34 a 4.36, conclui-se que o efeito causado pela substituição de cimento por LCM depende do uso de superplastificantes. No caso da família de betões sem adição de adjuvantes, a substituição de cimento por LCM foi sempre prejudicial para a retracção, tendo a máxima variação sido observada para a taxa de substituição de 5% e com o valor de 42,4%. Para a família de betões com adição de SP1, a incorporação de LCM em detrimento do cimento não provocou variações significativas, tendo mais uma vez a máxima variação sido registada para a taxa de substituição de 5%, no valor de 6,2%. Já para a família de betões com adição de SP2, as taxas de substituição de 10 e 20% mostraram-se benéficas para o fenómeno de retração. Ainda assim, e tal como nas restantes famílias, a taxa de 5% provocou um aumento da retração de 11,3%. Analisando o efeito dos dois tipos de superplastificantes nos betões estudados, é visível que a adição de SP1 aumenta a retracção enquanto, no caso dos betões com SP2, o seu efeito é prejudicial para taxas de substituição mais baixas, sendo que a partir de 10% de substituição de cimento por LCM o seu uso torna-se benéfico. Não obstante, a utilização de LCM proporcionou uma atenuação da perda de desempenho aquando da utilização de adjuvantes do tipo plastificante. Cartuxo (2013) chegou a resultados semelhantes a estes, principalmente aos 7 dias de ensaio, referindo que para idades mais jovens a influência negativa da utilização de superplastificantes é atenuada pela utilização de, no seu caso, agregados finos reciclados de betão. 99

114 Retracção (m/m) Retracção (m/m) Capítulo 4 - Resultados experimentais 6.00E E E E E E E Tempo de ensaio (dias) BR0 BR0,5 B0,5 BR0,10 B0,10 BR0,20 B0,20 y = 8.48E-05ln(x) E-05 R² = 9.73E-01 y = 1.25E-04ln(x) E-05 R² = 9.57E-01 y = 1.14E-04ln(x) E-05 R² = 9.53E-01 y = 1.14E-04ln(x) E-04 R² = 9.30E-01 Figura Retracção ao longo dos 91 dias dos betões sem adição de adjuvantes 8.00E E E E E E E E-04 BR1,0 BR1,5 B1,5 BR1,10 B1,10 BR1,20 B1,20 y = 1.72E-04ln(x) E-04 R² = 9.62E-01 y = 1.93E-04ln(x) E-04 R² = 9.50E-01 y = 1.79E-04ln(x) E-04 R² = 9.59E-01 y = 1.93E-04ln(x) E-04 R² = 9.49E E Tempo de ensaio (dias) Figura Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP1 Nas Figuras 4.34 a 4.36, são também apresentadas as regressões logarítmicas utilizadas para descrever a evolução da retracção nos vários tipos de betão. Uma vez que este fenómeno ocorre de uma forma não linear ao longo do tempo, este tipo de regressão foi a que melhor se aproximou dos resultados, sendo isto visível nos coeficientes de correlação obtidos. Constata -se portanto que a retracção se desenvolve essencialmente nas primeiras idades dos betões, atenuando-se ao longo do tempo e tendendo para um valor mais constante. 100

115 Retracção aos 91 dias segundo as linhas de tendência (m/m) Retracção (m/m) Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 6.00E E E E E E E Tempo de ensaio (dias) BR2,0 BR2,5 B2,5 BR2,10 B2,10 BR2,20 B2,20 y = 1.27E-04ln(x) E-05 R² = 9.72E-01 y = 1.25E-04ln(x) E-05 R² = 9.97E-01 y = 1.06E-04ln(x) E-05 R² = 9.77E-01 y = 1.07E-04ln(x) E-05 R² = 9.73E-01 Figura Retracção ao longo dos 91 dias dos betões com adição de SP2 Valcuende et al. (2012), cujo estudo foi apresentado no subcapítulo , chegaram a resultados semelhantes aos encontrados na presente dissertação. Estes autores constataram que a incorporação de pó de calcário no betão aumenta a retracção dos mesmo, tendo, no entanto, observado que, quanto maior a taxa de adição de pó de calcário, maior será também a retracção dos respectivos betões. A Figura 4.37 apresenta, em função da taxa de substituição de cimento por LCM, o valor da retracção obtido através das regressões logarítmicas apresentadas nas Figuras 4.34 a É visível que a retracção se mantém bastante indiferente à taxa de incorporação de LCM para as famílias B0 e B1, tendo na família B2 apresentado um ligeiro decréscimo com o incremento da taxa de substituição. 8.00E E E E E E E E E+00 R² = R² = R² = Taxa de substituição (%) Família B0 Família B1 Família B2 Figura Retracção aos 91 dias segundo as linhas de tendência Na Figura 4.38, é apresentada a relação entre a retracção aos 91 dias e a absorção de água às 72 horas dos vários betões. Através desta, é possível concluir que existe uma ligeira diminuição na 101

116 Retracção aos 91 dias (m/m) Capítulo 4 - Resultados experimentais retracção com o aumento da absorção de água por capilaridade, ainda que esta relação seja diminuta. No que se refere à relação da retracção com as demais propriedades do betão, não existe nenhuma tendência clara, indicando que a retracção é uma propriedade independente das restantes. 8.00E E E E-04 R² = E E E E E E E E E E E-02 Absorção de água por capilaridade às 72 horas (g/mm2) Figura Relação entre a retracção aos 91 dias com a absorção de água por capilaridade às 72 horas 4.5. Conclusões Tendo sido apresentados e analisados os resultados obtidos na campanha experimental da presente investigação, encontram-se caracterizadas as propriedades dos agregados utilizados, tando os naturais como as LCM, do betão no estado fresco e no estado endurecido. No presente subcapítulo, é apresentada uma compilação das conclusões mais importantes que foram retiradas, quer em relação à substituição de cimento por LCM quer para a utilização de adjuvantes do tipo plastificante nos betões Propriedades das lamas de corte de mármore Os resultados obtidos através dos ensaios realizados no LNEC às LCM permitem concluir que estas têm propriedades bastante semelhantes às obtidas pelos diversos autores consultados, principalmente em termos da composição química e massa volúmica. Porém, através da análise granulométrica destas lamas, conclui-se que estas apresentam dimensões superiores às esperadas. Este resultado pode-se dever à forma como os maciços de mármore são cortados na pedreira de onde foram recolhidas as LCM utilizadas, ou seja, por fio adiamantado, gerando resíduos de maior dimensão em relação ao corte através de disco adiamantado, método utilizado para obter as lamas utilizadas pelos autores consultados Propriedades do betão no estado fresco Apesar da exígua informação encontrada relativamente aos ensaios no estado fresco de betões com substituição de cimento por agregados muito finos, esta sugere que a crescente taxa de substituição provoca uma diminuição na trabalhabilidade dos mesmos. No entanto, na presente dissertação, este efeito não foi registado de forma explícita, uma vez que, para o uso dos 102

117 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore adjuvantes do tipo plastificante, foi corrigida a relação a/l para se chegar a níveis de trabalhabilidade semelhantes em todos os betões. Ainda assim, no que se refere à variação da relação a/l com a substituição de cimento por LCM, esta relação foi praticamente indiferente à referida substituição, tendo apenas aumentado ligeiramente e de forma linear para os betões com incorporação de SP2. O uso dos superplastificantes foi o factor que mais influenciou a referida relação, tendo esta diminuído mais significativamente aquando do uso de SP2. A massa volúmica apresentou uma tendência decrescente com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM, possivelmente pelo facto de estas últimas apresentaram uma massa volúmica inferior à do cimento. O uso de superplastificantes levou a um aumento desta propriedade. Este resultado pode ser explicado pelo facto de este tipo de adjuvantes ter levado à diminuição da relação a/l nos betões, tornando-os mais compactos e aumentando assim a sua massa volúmica Propriedades do betão no estado endurecido Através da análise dos resultados obtidos na campanha experimental, verificou-se que a substituição de cimento por LCM, de um modo geral, diminui as características de durabilidade do betão, ainda que para pequenas taxas de substituição essa diminuição não seja significativa. A resistência à compressão, ao estar directamente relacionada com as propriedades de durabilidade do betão, foi considerada na presente dissertação. Sendo assim, e com a presente campanha experimental, concluiu-se que a resistência à compressão diminui com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. No entanto, até à taxa de substituição de 10%, esta diminuição não é significativa, podendo este tipo de betões ser utilizado em estruturas. A utilização de superplastificantes ainda potencia esta propriedade, levando a aumentos máximos de 32,7%. No que se refere à absorção de água por capilaridade, esta aumentou com a crescente taxa de substituição de cimento por LCM. No entanto, na família de betões sem adjuvantes e na família com incorporação de SP2, a taxa de substituição de 5% apenas provocou um aumento desta propriedade de 0,8 e 9,3%. A altura de água por ascensão capilar seguiu a mesma tendência da respectiva absorção de água, mas neste caso a taxa de substituição de 10% ainda apresenta aumentos pouco significativos, sendo que a maior variação foi registado na família B1 com o valor de 5,1%. No ensaio de absorção de água por imersão, constatou-se que a substituição de cimento por LCM no betão não influência significativamente esta propriedade, à excepção da família com adição de SP1. Na família de betões sem incorporação de superplastificantes, esta propriedade manteve-se praticamente constante com o aumento da taxa de incorporação, enquanto na família B2 se chegou mesmo a registar uma diminuição deste tipo de absorção para as taxas de substituição de 5 e 10%. Este comportamento na família B2 evidencia um ligeiro efeito de fíler com a incorporação de LCM, ainda que com pouco significado. Para a família de betões com SP1, a absorção de água por imersão aumentou de uma forma quase linear com o aumento da taxa de substituição. Não obstante, para a taxa de substituição de 5%, este fenómeno sofreu um incremento de 4,3%, não condicionando assim a viabilidade do uso de LCM nesta quantidade na 103

118 Capítulo 4 - Resultados experimentais presença de SP1. O efeito provocado pelos superplastificantes foi sempre benéfico, tendo-se registado diminuição máximas de 18,5 e 23,7% para o uso de SP1 e SP2, respetivamente. Após o ensaio de resistência à penetração de cloretos, concluiu-se que esta diminui com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. Esta perda de resistência em relação a este fenómeno está associada ao facto de o mármore apresentar um teor de óxido de alumínio menor do que o do cimento. Sendo este óxido responsável pela formação de composto capazes de fixar os iões de cloreto, a substituição de cimento por LCM diminui a capacidade de formação destes compostos, levando assim a que os cloretos penetrem de forma mais intensa no betão. A utilização de adjuvantes do tipo plastificante proporcionou um aumento desta resistência em relação aos mesmos betões sem qualquer tipo de adjuvantes, sendo que, no caso da família B2, a incorporação de 5% de LCM apenas fez aumentar o coeficiente de difusão de cloretos em 0,6% O fenómeno de carbonatação que ocorre no betão na presença de dióxido de carbono (CO 2 ) também aumentou com a crescente incorporação de LCM no betão. A utilização de adjuvantes melhorou esta resistência, sendo que, para o caso da utilização de SP2, a crescente incorporação de LCM não diminui o seu poder de actuação. A resistência do betão em relação a este fenómeno de carbonatação depende muito da estrutura porosa deste. Uma vez que nos ensaios anteriores a tendência foi semelhante à registada neste, é possível concluir que, com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM, o betão se torna mais poroso e portanto menos capaz em termos de durabilidade. Não obstante, para taxas de substituição até 5%, as propriedades do betão não são reduzidas ao ponto de invalidar a utilização deste tipo lamas em betão estrutural. No que concerne à retração, esta é praticamente indiferente à substituição de cimento por LCM para as famílias de betões sem incorporação de adjuvantes e com adição de SP2. No caso da família de betões com SP1, observou-se um ligeiro decréscimo no valor da retração aos 91 dias com o aumento da taxa de substituição. As máximas variações em relação ao betão de referência foram registadas para os betões sem superplastificantes, sendo que ainda assim a maioria dos valores obtidos aos 91 dias se encontra dentro das barras de erro apresentadas na Figura Em relação ao efeito provocado pela utilização dos adjuvantes, o SP1 proporcionou um aumento na retracção enquanto o efeito do SP2 variou em função da taxa de substituição de cimento por LCM, tendo este efeito sido tanto mais benéfico quanto maior fosse a taxa de substituição. 104

119 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore 5. Conclusões No presente capítulo, pretende-se apresentar as conclusões obtidas a partir do programa experimental realizado, estudando a viabilidade do uso, em termos de durabilidade, de lamas de corte de mármore (LCM) em substituição do cimento no betão. Foi também analisado o potencial benéfico de dois tipos de adjuvantes do tipo plastificante, um de uso corrente (SP1) e outro de alto desempenho (SP2), bem como o efeito que a substituição de cimento por LCM provoca no seu poder de actuação. São também apresentados alguns temas para desenvolvimentos futuros de forma a compreender melhor alguns dos conceitos ainda pouco explorados no âmbito na presente dissertação. Por último, as famílias de betões B0, B1 e B2 correspondem aos conjuntos de betões sem adição de adjuvantes, com adição de SP1 e com adição de SP2, respectivamente Considerações finais O presente estudo vem finalizar um ciclo de investigações com o intuito de aproveitar os desperdícios existentes na indústria da extracção de mármore em Portugal, no qual já foi objecto de estudo a incorporação de agregados grossos e finos provenientes desta indústria no betão, quer em termos mecânicos quer em termos de durabilidade. Terminado o ciclo, é possível então avaliar a viabilidade do uso destes desperdícios no betão, reduzindo assim o seu impacte ambiental e económico para as indústrias de extracção de rochas ornamentais Conclusões gerais No que se refere à bibliografia existente, e ao invés do que acontece com o comportamento mecânico, o desempenho em termos de durabilidade de betões com substituição de cimento por outro tipo de componentes é um assunto pouco explorado, principalmente no que se refere à substituição por LCM. Desta forma, a presente dissertação vem tentar colmatar essa lacuna na bibliografia existente, tanto nacional como internacional, assim como terminar o ciclo referido no subcapítulo anterior. Seria de esperar que, com o uso das LCM, estas potenciassem algumas das propriedades do betão tirando partido da sua granulometria muito fina. No entanto, e como se irá mostrar em diante, a partir da análise granulométrica destas lamas, constatou-se que estas não apresentam dimensões tão pequenas como as desejadas. Este facto deve-se ao modo como os blocos de mármore são cortados na pedreira de origem das LCM utilizadas no presente estudo, que ao serem cortados através de fio adiamantado não fazem as LCM tão finas como as que são geradas através do corte com, por exemplo, disco adiamantado. Não obstante, o facto de ser explorada a substituição de cimento pelas LCM leva a uma possível diminuição na utilização do primeiro, permitindo um menor custo e gasto de energia na produção do betão. A acrescentar a este factor, existe também o facto de ao serem aproveitadas as LCM, eles não contribuem para o impacte ambiental provocado pela indústria da extracção de mármore. 105

120 Capítulo 5 - Conclusões Propriedades das lamas de corte de mármore A análise das propriedades das LCM tem uma elevada importância na presente dissertação uma vez que a sua utilização em betão é o principal âmbito deste estudo. Também foram solicitados à SECIL, empresa fornecedora do cimento, os ensaios realizados ao mesmo de modo a poder existir uma comparação entre as propriedades deste com as das LCM, a fim de se compreender alguns dos resultados obtidos durante a campanha experimental. Os ensaios às LCM foram realizados no laboratório do LNEC, tendo sido estudada a sua composição química, granulometria, massa volúmica e superfície específica. A massa volúmica e composição química obtidas mostraram-se semelhantes às obtidas pelos autores consultados no capítulo 2. Já no que se refere à análise granulométrica e superfície específica, estes dois parâmetros foram os que se registaram mais díspares em relação aos restantes valores consultados. Estas diferenças podem ser explicadas, como referido no presente capítulo, pelo método de corte que dá origem às LCM. Em comparação com o cimento, as LCM apresentam superfície específica e massa volúmica menores, características que podem ter especial influência nas propriedades do betão no estado fresco e, por conseguinte, no estado endurecido. A análise química do cimento e das LCM apresentou algumas diferenças que, como explicado mais adiante neste capítulo, podem ter algumas implicações nas propriedades do betão no estado endurecido, mais concretamente na resistência à penetração de cloretos Propriedades do betão no estado fresco No seu estado fresco, o betão foi analisado quanto à trabalhabilidade e massa volúmica em função da taxa de incorporação de LCM e da incorporação de superplastificantes. É de referir que, na presente campanha experimental, foi mantida a classe de trabalhabilidade (S3) em todos os betões, sendo alterada a relação a/l (água/ligante) para a alcançar. No que concerne a trabalhabilidade, esta mostrou-se praticamente indiferente à crescente taxa de incorporação de LCM no betão para as famílias de betões B0 e B1. Já no caso da família B2, o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM levou a uma diminuição da trabalhabilidade do betão, reflectida na necessidade de maior quantidade de água para atingir a classe de trabalhabilidade estabelecida. Em relação à influência da utilização dos adjuvantes, estes permitiram, nos betões de referência, uma redução da quantidade de água utilizada de 11,1 e 22,2% para o uso de SP1 e SP2, respectivamente. O ensaio à massa volúmica do betão no estado fresco revelou que esta apenas varia de forma residual para as várias famílias com a crescente taxa de substituição de cimento por LCM. Registou-se uma ligeira diminuição desta propriedade em todas as famílias de betões, à excepção da família B2, que apresentou um aumentou da massa volúmica para as taxas de substituição mais baixas seguido de uma diminuição da mesma. Este comportamento demonstra que, na presença do SP2, as LCM exercem um efeito de fíler no betão, ainda que muito incipiente. No que se refere à utilização dos superplastificantes, estes proporcionaram um aumento da massa volúmica em 1,42 e 2,71% nos betões de referência com uso de SP1 e SP2, respectivamente. Este aumento está relacionado com a diminuição da quantidade de água 106

121 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore utilizada nos betões com a incorporação destes adjuvantes, permitindo a formulação de betões com uma maior compacidade Propriedades no estado endurecido No decorrer da campanha experimental, foram realizados os ensaios de resistência à compressão, absorção de água por capilaridade e por imersão, resistência à penetração de cloretos e à carbonatação e retracção. Estes ensaios permitem caracterizar os betões estudados quanto ao seu desempenho em termos de durabilidade e relacioná-los com a sua resistência mecânica à compressão. No ensaio de resistência mecânica à compressão, verificou-se que, para todas as famílias de betões, a crescente taxa de substituição de cimento por LCM proporcionou uma diminuição desta propriedade. No entanto, até à taxa de substituição de 10%, esta diminuição não se mostrou significativa. No que se refere à utilização de superplastificantes, estes permitiram um aumento da resistência à compressão sem que a incorporação de LCM prejudicasse a sua eficiência. Nos betões B1,20 e B2,20, foram registados aumentos desta resistência de 23,0 e 30,0% aos 28 dias, respectivamente, compensando a perda de resistência devido à incorporação de LCM. Relativamente ao ensaio de absorção de água por capilaridade, o comportamento dos betões variou consoante a utilização dos superplastificantes. Na família de betões sem incorporação de adjuvantes, a crescente taxa de substituição de cimento por LCM levou a um aumento deste tipo de absorção de água, tendo-se registado no betão B0,20 um aumento de 22,4% em relação ao betão de referência. Refere-se ainda que, nesta família de betões, a taxa de incorporação de LCM de 5% não provocou uma alteração significativa na presente propriedade, tendo variado apenas 0,8% em relação ao BR. A família de betões B1 foi a que apresentou um pior comportamento com a crescente taxa de incorporação de LCM, tendo a absorção de água por capilaridade aumentado 61,5% no betão B1,20 em relação ao BR1. Não obstante, todos os valores registados para esta família foram menores do que os registados na família B0. Por último, na família de betões B2, registou-se um aumento de 46,9% entre o betão B2,20 e o BR2. Ainda assim, esta foi a família de betões onde foram observadas as menores absorções de água por capilaridade, tendo esta propriedade sido menor no betão B2,20 do que no betão de referência sem adjuvantes. Tal indica que a incorporação de superplastificantes, tanto SP1 como SP2, compensam as perdas provocadas pela incorporação de LCM, sendo um bom indicador para a viabilidade do uso de LCM em betões estruturais. No que se refere à absorção de água por imersão, e tal como se observou na absorção de água por capilaridade, o comportamento dos betões varia com o tipo de adjuvantes utilizado. Na família B0, a absorção de água por imersão foi bastante indiferente à substituição de cimento por LCM, tendo-se registado uma variação máxima de 1,1% no betão B1,5 em relação ao BR. Nos betões com adição de SP1, a crescente taxa de incorporação de LCM levou a um aumento desta propriedade, sendo que no betão B1,20 a absorção de água por imersão foi 18,6% maior do que no betão BR1. Ainda assim, para a taxa de substituição de 5%, o aumento foi de apenas 4,3%, são sendo portanto considerado prejudicial para a utilização corrente deste tipo de betões. No que se refere à família de betões B2, esta foi a que apresentou um melhor comportamento com o incremento da taxa de substituição de cimento por LCM. Nos betões com taxas de 107

122 Capítulo 5 - Conclusões substituição de 5 e 10%, foram registadas diminuições neste tipo de absorção de água de 4,0 e 3,4%, respectivamente, em relação ao betão BR2. Para a taxa de incorporação de 20% de LCM, a absorção de água por imersão foi igual à do betão BR2, demonstrando que, para esta propriedade, a substituição de cimento por LCM em conjunto com SP2 não prejudica a capacidade de actuação deste superplastificante. Torna-se assim uma boa solução a utilização deste tipo de adjuvante para potenciar a presente propriedade dos betões. A resistência à penetração de cloretos, de um modo geral, diminui com a crescente taxa de substituição de cimento por LCM. Nas famílias B0 e B1, o decréscimo desta resistência foi praticamente linear em relação à taxa de substituição, sendo que, aos 91 dias de ensaio, esta propriedade diminuiu 36,2 e 35,5% nos betões B0,20 e B1,20, respectivamente, em comparação com os betões de referência das respectivas famílias. Já na família de betões B2, a redução da resistência à penetração de cloretos provocada pela substituição de 5% de cimento por LCM foi de apenas 1,9%, indicando que, para esta taxa de substituição, a perda de resistência não é significativa. Refere-se ainda que o poder de actuação do SP2 não é prejudicado pelo aumento da taxa de incorporação de LCM, tornando-o uma mais-valia na formulação de betões com, por exemplo, 20% de substituição de cimento por LCM. Por último, a diminuição da resistência à penetração de cloretos pode-se dever ao facto de as LCM apresentarem um teor de óxido de alumínio (Al 2 O 3 ) menor do que o cimento. Este óxido beneficia a formação de aluminato tricálcico (C 3 A) que fixa os iões de cloreto, formando compostos insolúveis. Desta forma, com a redução de iões livres no betão, ocorre uma menor penetração de cloretos do betão. Assim, o facto de o cimento apresentar um teor de Al 2 O 3 de 4,8% e ser substituído pelas LCM, que apresentam um teor de Al 2 O 3 de 3,3%, leva a que a formação de C 3 A seja menor, fixando menos iões de cloretos livres no betão e permitindo a maior penetração de iões livres neste. Para além deste fenómeno, e através dos ensaios de absorção de água por capilaridade e por imersão, é possível concluir que, com a crescente incorporação de LCM no betão, este torna-se mais poroso permitindo que uma maior quantidade de água entre neste, transportando os iões de cloreto para o seu interior. Pela análise dos resultados obtidos no ensaio de resistência à carbonatação, é possível concluir que esta diminui com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM. Na família de betões B0, a maior variação registada entre o betão de referência e o betão B0,20 foi de 63,6%, ocorrendo aos 28 dias. Já na família de betões B1, a maior variação foi registada aos 56 dias, tendo o betão B1,20 apresentado uma profundidade de carbonatação 78,0% maior do que o betão BR1. Por último, na família de betões B2, a variação foi maior do que nas restantes famílias, tendo a maior variação ocorrido aos 7 dias com um valor de 116,4% entre o betão B2,20 e BR2. Quanto ao uso de adjuvantes do tipo plastificante, estes permitiram sempre um aumento deste tipo de resistência. No caso do SP1, a sua eficiência foi diminuindo com o aumento da taxa de substituição de cimento por LCM, enquanto para o SP2 essa perda de eficiência foi praticamente inexistente. Refere-se por último que a utilização de SP2 permitiu que, no caso da taxa de substituição de 20%, os valores da profundidade de carbonatação fossem iguais aos do BR, indicando que este tipo de adjuvante pode representar uma boa solução para o facto de as LCM tornarem os betões mais porosos e, assim, menos capazes em termos de durabilidade. No ensaio de retracção constatou-se que esta é praticamente indiferente à substituição de cimento por LCM nas famílias de betões B0 e B1. Já para a família de betões B2, registou-se 108

123 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore um ligeiro decréscimo da retracção com a crescente taxa de substituição, sendo, que para a taxa de substituição de 20%, a retracção diminui 11,4% em relação ao valor registado no bet ão BR2. No que se refere à utilização de superplastificantes, o SP1 levou sempre a um aumento da retração em relação aos betões sem incorporação de adjuvantes, ainda que esse aumento seja tanto menor quanto maior a taxa de substituição. Já o SP2 permitiu uma diminuição do valor da retracção, em ralação aos betões da família B0, para as taxas de substituição de 10 e 20%. Na Tabela 5.1, são apresentados os resultados obtidos nos vários ensaios realizados ao betão no estado endurecido ao longo da campanha experimental. São também apresentadas as diferenças relativas dos valores obtidos num dado betão em relação ao betão de referência da respectiva família ( LCM ) e em relação ao betão com a mesma taxa de substituição de cimento por LCM da família B0 ( SP ). Tabela Resultados gerais dos ensaios realizados ao longo da campanha experimental Sem adjuvantes Com SP1 Com SP2 Taxa de substituição (%) Resistência à compressão aos 28 dias f cm,28 (MPa) 39,2 37,3 34,1 28,0 47,1 43,7 43,2 34,4 51,4 51,8 47,3 36,4 LCM (%) 0,0-4,9-12,9-28,6 0,0-7,1-8,1-26,8 0,0 0,8-8,0-29,2 SP (%) ,1 17,3 26,7 23,0 31,2 39,1 38,5 30,0 Absorção de água por capilaridade às 72 horas Absorção de água por capilaridade 8,7 8,8 10,0 10,6 4,9 5,8 6,9 7,9 4,6 5,0 5,8 6,8 (x10-3 g/mm 2 ) LCM (%) 0,0 5,2 4,2 24,5 0,0 1,5 5,1 14,5 0,0-2,5 3,4 13,8 SP (%) ,4-17,3-13,6-21,2-18,2-24,2-18,8-25,2 Absorção de água por imersão Absorção de água por 16,0 16,2 15,9 16,1 13,0 13,6 14,5 15,5 12,8 12,3 12,4 12,8 imersão (%) LCM (%) 0,0 1,1-0,4 1,0 0,0 4,3 11,6 18,6 0,0-4,0-3,4 0,0 SP (%) ,5-15,8-8,6-4,3-19,6-23,7-22,0-20,4 Resistência à penetração de cloretos aos 91 dias Coeficiente de difusão de cloretos (x ,1 20,7 22,3 26,0 18,5 18,9 21,1 25,1 15,6 15,9 17,2 20,2 ) LCM (%) 0,0 8,8 17,1 36,2 0,0 2,2 13,8 35,5 0,0 1,9 10,6 29,3 SP (%) ,8-8,7-5,5-3,3-18,3-23,5-22,8-22,4 Resistência à carbonatação aos 91 dias Profundidade de 12,0 14,5 16,2 19,2 11,2 12,0 14,7 18,4 6,9 7,5 9,7 14,8 carbonatação (mm) LCM (%) 0,0 21,1 35,6 60,3 0,0 7,8 31,5 64,8 0,0 9,5 41,7 116,3 SP (%) ,6-16,8-9,5-4,0-42,7-48,2-40,1-22,6 Retracção aos 91 dias Retracção (x10-4 3,5 4,9 4,5 4,5 6,6 7,0 6,7 6,8 4,9 5,4 4,2 4,2 m/m) LCM (%) 0,0 42,4 29,3 29,7 0,0 6,2 0,4 2,5 0,0 11,3-14,8-14,3 SP (%) ,0 43,3 49,0 51,7 41,7 10,7-6,7-6,4 109

124 Capítulo 5 - Conclusões Na Tabela 5.2, são apresentadas as diferenças relativas entre os valores obtidos nos betões da família B1 e B2 com 10 e 20% de substituição de cimento por LCM e o betão de referência da família de betões B0. Tabela Relação entre os valores obtidos para os betões de cada família com incorporação de 10 e 20% de LCM e o betão de referência sem adição de adjuvantes Propriedade 10% de substituição 20% de substituição Adição de SP1 Adição de SP2 Adição de SP1 Adição de SP2 Resistência à compressão aos 28 dias 10,33% 20,67% -12,17% -7,17% Absorção de água por capilaridade -21,09% -33,29% -9,41% -21,95% Absorção de água por imersão -9,04% -22,38% -3,30% -19,62% Coeficiente de difusão de cloretos 10,62% -9,62% 31,73% 5,67% Profundidade de carbonatação 22,82% -18,77% 53,89% 23,98% Retracção 92,76% 20,66% 96,74% 21,36% Em geral, pode-se concluir que a substituição de cimento por LCM é prejudicial para o desempenho do betão em termos de durabilidade. Esta diminuição de desempenho deve -se ao facto de as lamas recolhidas, ao terem sido geradas por corte de rochas através de fio adiamantado, não apresentarem uma granulometria tão fina como a desejada. Não obstante, existem alguns casos em que esta redução de desempenho não é significativa, como é o caso da taxa de incorporação de 5% de LCM. Foi interessante compreender que, e tal como é demonstrado na Tabela 5.2, a incorporação de adjuvantes do tipo plastificante pode colmatar esta perda de desempenho. Para a taxa de substituição de 10% de cimento por LCM e adição de SP1, a resistência à compressão e absorções de água por capilaridade e por imersão apresentaram melhorias em relação ao betão de referência sem adjuvantes, enquanto o coeficiente de difusão de cloretos e a profundidade de carbonatação foram ligeiramente maiores. Em relação à adição de SP2 e substituição de 10% de cimento por LCM, o efeito do superplastificante foi bastante notório, tendo todas as propriedades melhorado em relação ao betão de referência sem adjuvantes. A retracção foi sempre prejudicada com a adição de adjuvantes, não se podendo concluir que, nos casos enunciados na Tabela 5.2, é a substituição de cimento por LCM que potencia o fenómeno da retracção. No caso da substituição de 20% do cimento por LCM, em conjunto com a adição de SP1, a resistência mecânica à compressão sofre uma redução ligeira, enquanto as absorções de água por capilaridade e por imersão diminuem. No caso do coeficiente de penetração de cloretos, o seu aumento não pode ser desprezado, recomendando-se especial cuidado no uso deste tipo de betões em condições adversas que potenciem este fenómeno. No que se refere à utilização de SP2 em conjunto com a substituição de 20% de cimento por LCM, este tipo de superplastificante proporciona uma grande melhoria na permeabilidade do betão à entrada de água por capilaridade e por imersão, sem que as restantes propriedades sejam prejudicadas de forma significativa Propostas de desenvolvimentos futuros A realização da presente dissertação proporcionou uma melhor compreensão das propriedades das LCM, assim como das propriedades dos betões em que o cimento é substituído por estas, em 110

125 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore particular das suas propriedades em termos de durabilidade. No entanto, no decorrer desta investigação, surgiram algumas dúvidas sobre assuntos e temas que podem ser abordados num futuro próximo. Desta forma, são descritas de seguida algumas propostas de desenvolvimentos futuros, de forma a proceder a uma caracterização aprofundada e pormenorizada deste tema: análise económica da viabilidade do uso das LCM em betões, assim como em conjunto com adjuvantes do tipo plastificante; análise da influência do tipo de corte que dá origem às LCM nas propriedades mecânicas e de durabilidade de betões; análise da influência da quantidade de adjuvantes do tipo plastificante a incorporar em betões com LCM na sua composição; desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação simultânea de agregados grossos, finos e lamas de corte provenientes de resíduos da indústria do mármore; desempenho em termos térmicos de betões com incorporação de LCM e de adjuvantes do tipo plastificante; desempenho em termos acústicos de betões com incorporação de LCM e de adjuvantes do tipo plastificante; desempenho em ralação à fadiga, resistência ao impacto, fogo, ciclos gelo-degelo e reacções alcalis-sílica de betões com incorporação de LCM e de adjuvantes do tipo plastificante; desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de LCM e de adjuvantes do tipo plastificante em diferentes ambientes de cura. 111

126 112 Capítulo 5 - Conclusões

127 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Referências bibliográficas Aliabdo, A. A., Elmoaty, M. A., Auda, E. M.; Re-use of waste marble dust in the production of cement and concrete, Construction and Building Materials, Vol. 50, 2014, pp Almeida, N. de; Reutilização de lamas de tratamento de rochas ornamentais em betões, Dissertação de Mestrado em Construção, Instituto Superior Técnico, Lisboa, Alyamaç, K. E., Ince, R.; A preliminary concrete mix design for SCC with marble powders, Construction and Building Materials, Vol. 23, 2009, pp André, A. P.; Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados grossos provenientes de resíduos da indústria do mármore, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa, Arthanary, S., Augustine, A. G., Dayanithi, P., Ramaswamy, S., Sethurathnam, A., Thanikachalam, V.; Building Technology and Valuation, 4ª Edição, Tata McGraw-Hill, Nova Deli, 1985, 260pp. Aruntas, H. Y., Gürü, M., Dayı, M., Tekin, I.; Utilization of waste marble dust as an additive in cement production, Materials and Design, Vol. 31, 2010, pp Bilgin, N., Yeprem, H.A., Arslan, S., Bilgin, A., Günay, E., Marsoglu, M.; Use of waste marble powder in brick industry, Construction and Building Materials, Vol. 29, 2012, pp Binici, H., Shah, T., Aksogan, O., Kaplan, H.; Durability of concrete made with granite and marble as recycle aggregates, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 208, 2008, pp Bonavetti, V., Donza, H., Rahhal, V., Irassar, E.; Influence of initial curing on the properties of concrete containing limestone blended cement, Cement and Concrete Research, Vol. 30, 2000, pp Cartuxo, F. de A.; Influência de superplastificantes na durabilidade de betões com agregados finos reciclados de betão, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa, Comissão Europeia, Documento de orientação - A extração de minerais não energéticos e a rede Natura 2000: CE, Jul Corinaldesi, V., Moriconi, G., R. Naik, T.; Characterization of marble powder for its use in mortar and concrete, Construction and Building Materials, Vol. 24, 2010, pp Costa, C.; Caracterização das escombreiras das explorações de mármores da região de Estremoz-Borba-Vila Viçosa (1º Estudo), LNEC, Coutinho, A. de S.; Fabrico e propriedades do betão, 2ª Edição, Volume I, Laboratório de Engenharia Civil, Lisboa, 1988, pp

128 Referências bibliográficas Coutinho, A. de S., Gonçalves, A.; Fabrico e propriedades do betão, 2ª Edição, Volume III, Laboratório de Engenharia Civil, Lisboa, 1994, pp / Çelik, T., Marar, K.; Effects of crushed stone dust on some properties of concrete, Cement and Concrete Research, Vol. 26, N.º 7, 1996, pp Direcção Geral de Energia e Geologia, Informação estatística da indústria extractiva, N.º 13, Dez Gameiro, J. F.; Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados finos provenientes de resíduos da indústria do mármore, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa, Gesoglu, M., Güneyisi, E., Kocabag, M. E., Bayram, V., Mermerdas, K.; Fresh and hardened characteristics of self compacting concretes made with combined use of marble powder, limestone filler, and fly ash; Construction and Building Materials, Vol. 37, 2012, pp Gonçalves, J. P.; Utilização do resíduo de corte de granito (RCG) como adição para produção de concretos, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre, Guerreiro, H. J. P.; Exploração subterrânea de mármores, Dissertação de Mestrado em Georrecursos Área de Geotecnia, Instituto Superior Técnico, Lisboa, Hanzic, L., Ilic, R.; Relationship between liquid sorptivity and capillarity in concrete, Cement and Concrete Research, Vol. 33, 2003, pp Hebhoub, H., Aoun, H., Belachia, M., Houari, H., Ghorbel, E.; Use of waste marble agregates in concrete, Construction and Building Materials, Vol. 25, 2011, pp Kalla, P., Misra, A., Gupta, R. C., Csetenyi, L., Gahlot, V., Arora, A.; Mechanical and durability studies on concrete containing wollastonite-fly ash combination, Construction and Building Materials, Vol. 40, 2013, pp Martins, P. C.; Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados grossos provenientes de resíduos da indústria do mármore, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa, Menadi, B., Kenai, S., Khatib, J., Ait-Mokhtar, A.; Strength and durability of concrete incorporating crushed limestone sand, Construction and Building Materials, Vol. 23, 2009, pp Omar, O. M., Elhameed, G. D. A., Sherif, M. A., Mohamadien, H. A.; Influence of limestone waste as partial replacement material for sand and marble powder in concrete properties, Housing and Building National Research Centre, Vol. 8, 2012, pp Peiwei, G., Min, D., Naiqian, F.; The influence of superplasticizer and superfine mineral powder on the flexibility, strength and durability of HPC, Cement and Concrete Research, Vol. 31, 2001, pp

129 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Silva, S. C. da; Desempenho em termos mecânicos de betões com incorporação de agregados finos provenientes de resíduos da indústria do mármore, Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa, Sumer, M.; Filler and superplasticizer usage on high strength concrete, Materiales de Construcción, Vol. 57, N.º 287, 2007, pp Topçu, I.B., Bilir, T., Uygunoglu, T.; Effect of waste marble dust content as filler on properties of self-compacting concret, Construction and Building Materials, Vol.23, 2009, pp UNEP - United Nations Environament Programme, Humanity can and must do more with less: UNEP, Nov Valcuende, M., Marco, E., Parra, C., Serna, P.; Influence of limestone filler and viscositymodifying admixture on the shrinkage of self-compacting concrete, Cement and Concrete Research, Vol. 42, 2012, pp Vijayalakshmi, M., Sekar, A. S. S., Ganesh prabhu, G.; Strength and durability properties of concrete made with granite industry waste, Construction and Building Materials, Vol. 46, 2013, pp Yague, A., Valls, S., Vázquez, E., Albareda, F.; Durability of concrete with addition of dry sludge from treatment plants, Cement and Concrete Research, Vol. 35, 2005, pp Normas e especificações de ensaio BV-MI 01: Production of concrete using demolition, construction and material production recycled waste, Hungarian Technical Guideline of concrete and reinforced concrete production, Hungarian group of FIB. LNEC E Agregados: Ensaios de desgaste pela máquina de Los Angeles, LNEC, Lisboa, LNEC E Betões: Determinação da resistência à carbonatação, LNEC, Lisboa, LNEC E Betões: Determinação da absorção da água por capilaridade, LNEC, Lisboa, LNEC E Betões: Determinação da absorção da água por imersão, Ensaio à pressão atmosférica, LNEC, Lisboa, LNEC E Betões: Determinação da retração e da expansão, LNEC, Lisboa, LNEC E Cimentos: Determinação do teor de óxido de ferro. Método espectrofotométrico com a 1,10 fenantrolina. LNEC, Lisboa; LNEC E Betões: Determinação do coeficiente de difusão dos cloretos por ensaio de migração em regime não estacionário, LNEC, Lisboa,

130 Referências bibliográficas NP 85 - Areais para argamassas e betões - Pesquisa de Matéria Orgânica pelo Processo do Ácido Tânico, IPQ, Lisboa, NP Inertes para argamassas e betões: Determinação dos teores em água total e em água superficial, IPQ, Lisboa, NP EN 196-2: Métodos de ensaio de cimentos - Parte 2: Análise química dos cimentos, IPQ, Lisboa; NP EN 196-6: Métodos de ensaio de cimentos - Parte 6: Determinação da finura. IPQ, Lisboa; NP EN 206-1: Betão: Especificação, desempenho, produção e conformidade, IPQ, Lisboa, NP EN 933-1: Ensaios das propriedades geométricas dos agregados: Análise granulométrica. Método de peneiração, IPQ, Lisboa, NP EN 933-2: Ensaios para determinação das características geométricas dos agregados. Parte 2: Determinação da distribuição granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão nominal das aberturas, IPQ, Lisboa,1999. NP EN 933-4: Ensaios das propriedades geométricas dos agregados: Determinação da forma das partículas. Índice de forma, IPQ, Lisboa, NP EN : Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Determinação da baridade e do volume de vazios, IPQ, Lisboa, NP EN : Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação da massa volúmica e da absorção de água, IPQ, Lisboa, NP EN : Ensaios ao betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento, IPQ, Lisboa, 2009 NP EN : Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica, IPQ, Lisboa, NP EN : Ensaios do betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão de provetes, IPQ, Lisboa,

131 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Anexos Anexo A - Formulação do betão de referência Anexo B - Fichas técnicas dos plastificantes Anexo C - Ficha técnica do cimento Anexo D - Fichas técnicas dos agregados naturais Anexo E - Absorção de água e massa volúmica Anexo F - Baridade e volume de vazios Anexo G - Desgaste de Los Angeles Anexo H - Índice de forma Anexo I - Boletim de ensaio às lamas de corte de mármore Anexo J - Abaixamento e massa volúmica do betão no estado fresco Anexo K - Resistência à compressão Anexo L - Absorção de água por capilaridade Anexo M - Absorção de água por imersão Anexo N - Resistência à penetração de cloretos Anexo O - Resistência à carbonatação Anexo P - Retracção

132 Anexos

133 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Anexo A - Formulaça o do beta o de refere ncia

134 Anexo A - Formulação do betão de referência A.1 Introdução O betão é um material composto por uma mistura de cimento, agregados grossos e finos (dimensões superiores e inferiores a 4 mm, respetivamente), água e, dependendo das propriedades exigidas, adjuvantes e adições. Devido à grande variedade de composições que podem estar presentes num betão, é necessário garantir que este cumpre exigências em termos mecânicos, de durabilidade e económicos. Para tal, utilizou-se o método de Faury para desenvolver o betão de referência presente na campanha experimental desta dissertação. A.2 Betão de referência De acordo com a norma NP EN (2007), a resistência média à compressão do betão pretendida, medida em provetes cúbicos, é de aproximadamente 37 MPa (C25/30). A classe de trabalhabilidade foi definida num intervalo de abaixamento de 125 ± 10 mm (classe de plasticidade S3). O betão de referência deve apresentar as características constantes da Tabela A.1. Tabela A.1 - Características e componentes do betão de referência Parâmetro Descrição Classe de resistência C25/30 Classe de consistência S3 (100 a 150 mm) Classe de exposição XC3 (moderadamente húmido) Ligante CEM II 42,5R Tipo de agregados primários Areia de rio Máxima dimensão do agregado 22,4 mm Água de amassadura Potável, da rede de abastecimento pública de Lisboa Local de fabrico Laboratório Adjuvantes e adições Sikament 400 Plus e SikaPlast 898 A.3 Máxima dimensão do inerte mais grosso (D máx ) Com o aumento da máxima dimensão do agregado, torna-se cada vez mais difícil a vibração do betão e ocorre também um aumento do efeito de parede, fenómenos que resultam do aumento do índice de vazios. Uma vez que o betão produzido tem como fim a realização de ensaios laboratoriais, a dimensão do agregado e dos moldes a utilizar são dois factores que devem ser compatíveis de modo a controlar o efeito de parede. Deste modo, Faury apresentou a seguinte condição para controlar as consequências deste efeito: R D max > 0,75 D max 4 3 R

135 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Onde: R é o raio médio do molde, dado por: R = D máx é a máxima dimensão do agregado mais grosso. Volume a encher de betão Superfície confinante desse volume ; Os menores moldes utilizados nas betonagens da presente dissertação correspondem a cubos de 100 mm de aresta, excluindo os provetes do ensaio de resistência à abrasão, que embora de menores dimensões, resultam do corte dos moldes cúbicos de maiores dimensões. Sendo assim: R = L3 6L 2 = L 6 = 100 = 16.6 mm R = = 22.2mm 22,4 mm 3 Apesar de o valor de D máx obtido ser de 22,2 mm, utilizar-se-á o valor de 22,4 mm para comparação com outros estudos realizados na mesma área. A.4 Valor médio da tensão de rotura à compressão (f cm ) Uma vez que foi definida a classe de resistência dos betões de referência através dos seus valores característicos (C25/30), é possível estabelecer o valor médio da resistência à compressão dos provetes padrão: Onde: f cm = f ck + λ S n f cm é o valor médio da resistência à compressão (MPa); f ck é o valor característico da resistência à compressão (MPa); λ é um parâmetro que depende do nível de confiança associado ao número de amostras, que tende para 1,64; S n é o desvio padrão (MPa), que depende da variabilidade prevista para o betão (função do nível de resistência e do nível de controlo de produção). O valor adoptado para este valor é apresentado na Tabela A.2. A classificação atribuída ao betão deve-se ao facto de a produção deste ser feita em laboratório. Deste modo, tem-se que o valor médio de resistência à compressão é dado por: f cm = ,64 4,4 = 37,2 MPa

136 Anexo A - Formulação do betão de referência Tabela A.2 - Desvio padrão em função das condições de produção do betão, para resistências médias à compressão superiores a 35 MPa (adaptado de Nepomuceno (1999)) Medição dos componentes Cimento Peso (servomecanismo) Peso Peso Volume Agregados Peso (servomecanismo) Peso Volume Volume Grau de controlo da produção Desvio padrão (MPa) Fraco 5,6 Normal 4,6 Bom 3,5 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 A.5 Volume de vazios (V v ) De acordo com o ACI, o volume de vazios de uma amassadura pode ser estimado em função da máxima dimensão dos agregados. De acordo com a Tabela A.3, para uma dimensão máxima dos agregados de 22,4 mm, obtém-se por interpolação linear um volume de vazios de 17,4 litros por metro cúbico. Tabela A.3 - Volume de vazios em função da máxima dimensão dos agregados (adaptado de Coutinho (1988)) D máx (mm) V V (dm 3 /m 3 ) 9, , , , , ,8 5 76, ,4 2 A.6 Estimativa do índice de vazios (I v ) O índice de vazios representa a fração volumétrica de material não sólido na amassadura após a betonagem, ou seja, contabiliza o volume de água e de vazios. Faury propôs uma expressão para o cálculo do valor do índice de vazios, onde a primeira parcela é aplicável a betão não armado e a segunda contabiliza o efeito de parede em betão armado:

137 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Onde: I v = K K + 5 D R D 0,75 K e K são parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da trabalhabilidade pretendida e dos meios de colocação utilizados (Tabela A.4); R é o raio médio do molde que contém o betão, em mm; D é a máxima dimensão do agregado, em mm. Devido à sua geometria, os agregados grossos foram classificados como britados e os agregados finos como rolados. Como se tem para o betão fresco uma classe de abaixamento S3, é assim possível calcular o índice de vazios. Tabela A.4 - Valores dos parâmetros K e K' para a determinação do índice de vazios (adaptado de Coutinho (1988)) Valores de K Natureza dos agregados Trabalhabilidade Meios de colocação Agregado grosso rolado Areia rolada Agregado groso britado Areia britada e agregado grosso britado Valores de K Terra húmida Vibração muito potente e possível compressão 0,24 0,25 0,27 0,002 Seca Vibração potente 0,25 a 0,27 0,26 a 0,28 Plástica Vibração média 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 Mole Apiloamento 0,34 a 0,36 0,36 a 0,38 0,28 a 0,30 0,30 a 0,34 0,38 a 0,40 0,003 0,003 0,003 Fluida Sem nada 0,36 0,38 0,40 0,004 Obteve-se então os seguintes valores: K = 0,37; K = 0,003; D = 22,4 mm; R = 22,4 mm (abordagem conservativa).

138 Anexo A - Formulação do betão de referência Substituindo na expressão anterior: A.7 Dosagem de água I v = 0, ,003 = 0, ,4 22,4 l/m3 22,4 0,75 A água de amassadura (A) tem como finalidade permitir a reação de hidratação, conferir uma dada trabalhabilidade ao betão no estado fresco e humedecer a superfície das partículas dos agregados de forma a garantir a sua ligação ao cimento. Com os valores obtidos para o índice de vazios e volume de vazios, é possível obter a quantidade de água de amassadura para a produção de um metro cúbico de betão através da seguinte fórmula: Onde: A = I v V v A é a quantidade de água de amassadura por metro cúbico de betão (l/m 3 ); I V é o índice de vazios de Faury (l/m 3 ); V V é o volume de vazios (l/m 3 ). Como determinado, I V = 211 l/m 3 e V v = 17,4 l/m 3. Com base nestes valores e através da expressão anterior: A = ,4 = 193,6 l/m 3 A.8 Dosagem de cimento A dosagem de cimento está estritamente relacionada com a resistência e durabilidade dos betões, pelo que se torna conveniente escolher uma dosagem de cimento que cumpra os requisitos mínimos especificados para os betões, de forma a obter um betão com bom desempenho e que, por outro, lado, seja economicamente viável. É usual, no decorrer dos trabalhos experimentais fixar uma de duas variáveis: a dosagem de cimento (C) ou a relação a/c. De acordo com a norma do LNEC E 464 (2007), para um betão com classe de exposição XC3 e tipo de cimento CEM I 42,5 R, é estipulada uma dosagem mínima de cimento de 280 kg/m 3 e uma relação a/c máxima de 0,60. Uma vez que tanto esta forma como as investigações realizadas por Faury não especificam correlações entre a dosagem de cimento e a resistência à compressão pretendida, optou-se por se utilizar a fórmula de Bolomey para fixar a dosagem de cimento, que se pode observar na Tabela A.5.

139 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Tabela A.5 - Dosagem de cimento pela fórmula de Bolomey Classe de cimento Dosagem de cimento (kg/m 3 ) Classe de resistência do betão C15/20 C20/25 C25/30 C30/37 C45/55 32, , , Uma vez que o presente trabalho está também relacionado com aspectos de sustentabilidade, não é defensável fixar dosagens de cimento muito elevadas na formulação dos betões a utilizar. Para tal, decidiu-se fixar a dosagem de cimento em 350 (kg/m 3 ), o que resulta num betão com classe de resistência C25/30. Salienta-se que esta dosagem de cimento é superior ao valor mínimo de 280 kg/m 3 estabelecido pela especificação do LNEC E 464 (2007). A.9 Relação a/c O cálculo da relação a/c é bastante simples, sendo apenas necessário dividir a dosagem de água pela dosagem de cimento: a c = 193,6 350 = 0,55 A.10 Volume de partículas de cimento O volume de partículas de cimento (V C ), por metro cúbico de cimento, pode ser obtido relacionando a sua dosagem em massa por metro cúbico de betão com a massa específica de cimento: V C = C δ C = 350 3,1 112,9 l/m3 Onde δ C = 3,1 kg/l é a massa específica do cimento utilizado durante a campanha experimental. A.11 Volume total das partículas sólidas do betão O volume total de partículas sólidas do betão (V S ) é obtido através do índice de vazios da seguinte forma: V S = 1 I V = = 789 dm 3 /m 3

140 Anexo A - Formulação do betão de referência A.12 Percentagem do volume de cimento em relação ao volume de sólidos total A percentagem de volume de cimento (C % ) em relação ao volume total das partículas sólidas de betão é determinada da seguinte forma: C % = V C = 112,9 100% = 14,31% V S 789 A.13 Curva de referência de Faury Na formulação de betões, as curvas de referência permitem calcular a composição granulométrica ideal e determinar a melhor relação entre os componentes sólidos do betão de modo a obter a maior compacidade possível. Na presente dissertação, a composição granulométrica do betão é aproximada à curva de referência de Faury. Esta aproximação é feita de um modo discreto e, portanto, os agregados são decompostos em fracções definidas geometricamente de modo a que esta aproximação à curva seja a melhor possível. As percentagens determinadas através da curva de referência de Faury são relativas ao volume de partículas sólidas do betão. Sabendo a percentagem de volume de cimento em relação ao volume total de sólidos, o cálculo das percentagens das diferentes fracções granulométricas é feito sem ser considerada a presença do cimento. No entanto, numa primeira abordagem ao método de Faury, é necessário considerar a existência deste. A curva de referência de Faury é definida por três pontos: Ponto 1: abcissa: 0,0065 mm ordenada: 0% Ponto 2: abcissa: D máx 2 = 22,4 2 = 11,2 mm 5 ordenada: P D/2 = A + 17 D máx + B R D 0,75, onde A e B são parâmetros que dependem da natureza dos agregados, dos meios de colocação e da trabalhabilidade pretendida do betão. Através da Tabela A.6, é possível obter os valores de A e B tendo em conta as características estipuladas para o betão em estudo, sendo estes 30 e 2, respetivamente.

141 Percentagem de material passado Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Tabela A.6 - Valores dos parâmetros A e B da curva de referência de Faury (adaptado de Coutinho (1988)) Valores de A Natureza dos agregados Trabalhabilidade Meios de colocação Agregado grosso rolado Areia rolada Agregado groso britado Areia britada e agregado grosso britado Valores de 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 Desta forma, a ordenada do segundo ponto da curva de referência de Faury é: Ponto 3: abcissa: D máx =22,4 mm ordenada: 100% 5 P D/2 = , ,67% 22,4 22,4 0,75 O traçado da curva de referência de Faury com cimento é apresentado na Figura A Peneiros (mm) Figura A.1 - Curva de referência de Faury com cimento

142 Percentagem de material passado Anexo A - Formulação do betão de referência De modo a obter a curva de referência Faury sem cimento, são também definidos três pontos mas tendo em conta a percentagem de cimento calculada (15,53%): Ponto 1: abcissa: 0,0065 mm ordenada: %C 100 %C = Ponto 2: abcissa: 11,2 mm ordenada: ,66 %C 100 %C = Ponto 3: abcissa: 22,4 mm ordenada: 100% O traçado da curva de referência de Faury sem cimento é apresentado na Figura A Peneiros (mm) Figura A.2 - Curva de referência de Faury sem cimento A partir da curva de referência sem cimento e das curvas granulométricas dos vários agregados (Figura A.3), é possível determinar a percentagem em volume total de sólidos sem cimento do betão de cada um dos agregados. Esta determinação é feita traçando uma recta vertical cruzando duas curvas granulométricas seguidas e de modo a que a área entre cada curva e a recta vertical seja igual. O procedimento é repetido para todos os pares de curvas granulométricas adjacentes. Com todas as rectas verticais definidas, o intervalo entre as suas intersecções com a curva de referência representa a percentagem de cada agregado a ser utilizada na formulação do betão de referência.

143 Percentagem de material passadio Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Faury sem cimento Areia Areia Bagos de de arroz Brita Brita Séries de peneiros (mm) Figura A.3 - Curvas granulométricas de cada tipo de agregado e curva de referência de Faury sem cimento Desta forma, a percentagem de cada tipo de agregado relativo ao volume total de sólidos do betão sem cimento é apresentada na Tabela A.7. Tabela A.7 - Percentagem de cada tipo de agregado relativo ao volume total de partículas sólidas sem cimento Material % Sólidos s/ cimento Areia 1 29,99 Areia 2 5,86 Bago de arroz 7,59 Brita 1 14,39 Brita 2 26,64 As percentagens para cada tipo de agregado, uma vez determinadas graficamente, pressupõem um acerto posterior de modo a colmatar possíveis erros no que diz respeito às zonas intermédias das curvas granulométricas. Este acerto é feito porque o método utilizado apenas tem em consideração os limites das curvas. O acerto é feito através de ligeiras alterações das percentagens de cada agregado de modo a que o módulo de finura da mistura se aproxime do módulo de finura da curva utilizada. O módulo de finura da curva de referência pode ser obtido através da soma das percentagens de material retido em cada peneiro e dividindo esse valor por 100. O módulo de finura da curva de referência é 6,21. O acerto do módulo de finura da mistura proposta é apresentado na Tabela A.8.

144 Anexo A - Formulação do betão de referência Tabela A.8 - Percentagens de cada agregado alteradas através do acerto do módulo de finura Material % Sólidos MF MF ponderado % Sólidos Alterada MF MF ponderado Areia 1 31,54 3,05 0,96 36,05 3,05 1,10 Areia 2 17,04 4,51 0,77 18,09 4,51 0,81 Bago de arroz 8,99 6,78 0,61 9,17 6,78 0,62 Brita 1 6,93 8,61 0,60 6,98 8,61 0,60 Brita 2 35,50 10,35 3,67 29,71 10,35 3, , ,29 É agora possível saber a quantidade total de cada agregado, de cimento e de água por metro cúbico de betão (Tabela A.9). Tabela A.9 - Quantidade de cada tipo de agregado, cimento e água por metro cúbico de betão Volume por m 3 de betão (dm 3 /m 3 ) Cimento 113,00 Brita 2 200,86 Brita 1 47,21 Bago de arroz 61,97 Areia 2 122,28 Areia 1 243,69 Água 193,6 Vazios 17,4 Total 1000 A.14 Volume total de betão Através da Tabela A.10, é possível calcular o volume total de betão utilizado durante a campanha experimental, tendo em conta os vários provetes utilizados. Tabela A.10 - s utilizados na campanha experimental Ensaios Dias N.º de provetes Forma Dimensões (mm) Volume de betão (dm 3 ) Retracção 91 2 Prisma 100x100x Absorção por imersão 28 4 Cubo 100x100x100 4 Absorção por capilaridade 28 4 Prisma 100x100x Resistência à carbonatação Resistência à penetração de cloretos Bolachas 100x40 3,8 Bolachas 100x50 2,4

145 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore O volume de betão por amassadura será portanto 30,2 dm 3, sendo que este valor é posteriormente majorado para prevenir algumas perdas durante o processo de amassadura. Deste modo, e tendo em conta que serão produzidos 12 tipos diferentes de betão, o volume total de betão utilizado na presente dissertação foi: V Total = = 362,4 dm 3

146 Anexo A - Formulação do betão de referência

147 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Anexo B - Fichas te cnicas dos plastificantes

148 Anexo B - Fichas técnicas dos plastificantes

149 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore

150 Anexo B - Fichas técnicas dos plastificantes

151 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore

152 Anexo B - Fichas técnicas dos plastificantes

153 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore

154 Anexo B - Fichas técnicas dos plastificantes

155 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Anexo C - Ficha te cnica do cimento

156 Anexo C - Ficha técnica do cimento

157 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore

158 Anexo C - Ficha técnica do cimento Características químicas Características físicas Análise mineralógica Perda ao 2,8 Peso C rubro (%) 3 S (%) 58 específico 3,12 Resíduo 0,76 (g/cm 3 ) C insolúvel (%) 2 S (%) 15,4 SiO 2 (%) 18,95 R.45m. C 3 A (%) 3,6 3,4 Al 2 O 3 (%) 4,83 (%) C 4 AF (%) 10,7 Fe 2 O 3 (%) 3,53 Blaine CaO (%) 63,61 (cm 2 /g) MgO (%) 1,54 K 2 O (%) 0,6 Na 2 O (%) 0 SO 3 (%) 3,28 CaOLi (%) 1,85 Cl - (%) 0, Nota: Os ensaios de caracterização química, caracterização física e de análise mineralógica são realizados esporadicamente pela empresa SECIL por motivos de controlo de fabrico. Os resultados apresentados foram realizados a , data mais próxima da realização da campanha experimental.

159 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Anexo D - Fichas te cnicas dos agregados naturais Brita 2 Brita 1 Bago de arroz Areia 2 Areia 1

160 Anexo D - Fichas técnicas dos agregados naturais Brita 2

161 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Brita 1

162 Anexo D - Fichas técnicas dos agregados naturais Bago de arroz

163 Desempenho em termos de durabilidade de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Areia 2

164 Anexo D - Fichas técnicas dos agregados naturais Areia 1