Resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados reciclados

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1 Resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados reciclados Francisco Miguel Arrieta Pestana Miranda Ceia Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Júri Presidente: Prof. Dr. José Manuel Matos Noronha da Câmara Orientador: Prof. Dr. Eduardo Nuno Brito Santos Júlio Co-Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito Vogal: Prof. Dr. Pedro Miguel Duarte dos Santos Vogal: Prof. Dr. João Pedro Ramôa Ribeiro Correia Outubro 2013

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3 Resumo Resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados reciclados A exploração excessiva de recursos naturais é contra o Ambiente e causa preocupações associadas à escassez de recursos e consumo energéticos. A utilização de agregados reciclados ao invés de agregados naturais, na produção de betões estruturais, visa a redução dessas preocupações. Para que seja considerada uma via alternativa viável e segura, é necessário conhecer de forma clara o desempenho de betões com incorporação de agregados reciclados. No âmbito da reparação e reforço de estruturas de betão, é importante conhecer a influência dos agregados reciclados na ligação betão-betão. Nesta investigação, pretendeu-se avaliar o desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados reciclados grossos de betão, assim como avaliar a influência do tipo de rugosidade e do uso de agregados grossos reciclados de betão na ligação entre betão convencional e betão com agregados grossos reciclados de betão. Para tal, estudou-se a resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias, a resistência à tracção por compressão diametral, o módulo de elasticidade, a resistência à abrasão e a resistência ao corte pelo ensaio slant shear, com dimensões do provete de 150x150x450 mm 3 e um ângulo de interface de 30º com a vertical. Na realização destes ensaios, foram produzidos quatro tipos de betão que variam na taxa de substituição de agregados grossos primários por agregados grossos reciclados de betão em 0, 20, 50 e 100%. Todas as tipologias foram executadas com uma relação água / cimento efectiva de 0,52. Para o ensaio de resistência ao corte, foram executadas três tipos de rugosidade na superfície de interface: betonado contra superfície de madeira (sem tratamento); tratamento com escova de aço; tratamento com martelo de agulhas. De um modo geral, os betões com incorporação de agregados grossos reciclados apresentam qualidades suficientes para aplicação estrutural. Contudo, quanto maior for a taxa de substituição, pior serão os desempenhos. Relativamente às condições de rugosidade, observou-se uma resistência superior para condições mais rugosas. A resistência ao corte depende dos agregados grossos reciclados de betão, devido à diferença de propriedades entre o betão de substrato e o adicionado. Palavras-chave: Betão; agregados grossos reciclados de betão; desempenho mecânico; rugosidade da superfície de interface; resistência ao corte; i

4 Abstract Resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados reciclados Over-exploitation of natural resources is against the Environment and raises concerns associated with the scarcity of resources and energy consumption. The use of recycled aggregates instead of natural aggregates in structural concrete production aims to reduce these concerns. As a viable and safe alternative, it is necessary to know clearly the performance of concrete with incorporation of recycled aggregates. In the context of repair and reinforcement of concrete structures it is important to know the influence of recycled aggregates in concreteconcrete bond. This investigation aims to evaluate the mechanical performance of recycled coarse concrete aggregates concrete, as well as to assess the influence of the type of roughness and the use of recycled concrete coarse aggregates in bonding between conventional concrete and recycled concrete coarse aggregates concrete. To this end, the 7-, 28- and 56-day compressive strength, the splitting tensile strength, the elasticity modulus, the abrasion resistance and the shear resistance by slant shear test, with 150x150x450 mm 3 specimens and an interface angle of 30 with the vertical, were studied. In these tests, four concrete types that vary in replacement ratio of natural coarse aggregates by recycled concrete coarse aggregates of 0%, 20%, 50% and 100% were produced. All types were performed with a water/cement ratio of To test shear resistance three types of interface surface roughness were produced: cast against wood (without treatment); steel brush treatment; needle gunned treatment. The recycled concrete coarse aggregates concrete showed sufficient qualities for structural application. However, with the increase of the replacement ratio the performance decreases. Regarding the conditions of roughness, an increase of strength for higher roughness conditions was observed. The shear strength depends on the use of recycled concrete coarse aggregate, due to the difference in properties between the substrate concrete and the added concrete. Keywords: Concrete; recycled concrete coarse aggregates; mechanical performance; surface interface roughness; shear strength; ii

5 Agradecimentos Ao longo destes meses de trabalho de investigação, foram encontrados obstáculos, dificuldades e desafios. Todos eles foram superados, embora alguns deles só tenham sido ultrapassados devido ao imenso esforço e dedicação de algumas pessoas. Gostaria assim de deixar aqui presente o meu agradecimento. Ao Professor Doutor Eduardo Nuno Brito Santos Júlio, orientador científico desta dissertação, e ao Professor Doutor Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito, co-orientador científico desta dissertação, expresso o meu mais profundo agradecimento. Pelo apoio, motivação, empenho, transmissão de conhecimento e amizade demonstrados ao longo de todo este percurso. Quero também agradecer pelas imensas e rigorosas sugestões sugeridas por ambos, que contribuíram para o enriquecimento deste trabalho. Foi sem dúvida um prazer poder trabalhar com tão prestigiados professores. Ao Professor Doutor Pedro Miguel Duarte dos Santos, pela ajuda e pela disponibilização de conhecimentos científicos importantes no desenvolvimento desta investigação. Ao meu colega de laboratório, Manuel Guerra, deixo um enorme agradecimento, por todos os momentos de camaradagem, trabalho e amizade ao longo de toda a elaboração deste trabalho. Mesmo nos momentos de maiores dificuldades, houve sempre boa disposição e força suficientes para continuar a desenvolver o melhor trabalho. Aos técnicos do Laboratório de Construção e do Laboratório de Estruturas e Resistência dos Materiais do IST, em especial a Leonel Silva, João Lopes, Fernando Alves e João Pedro, pela ajuda, disponibilidade e simpatia nos meses de trabalho laboratorial. À SECIL e UNIBETÃO, pelo fornecimento dos materiais necessários à realização da campanha experimental. Ao Carlos Fernandes, pela ajuda e disponibilidade demonstrada no desenvolvimento do modelo numérico. À minha namorada, Madalena, pelo apoio, carinho e paciência ao longo destes meses de trabalho, especialmente nas alturas de maior dificuldade. Ao João Madeira, Maria Gomes, Rui Almeida, João Fabião, João Delgado, Romeu Rosa, João Correia e Bruno Cossermelli, pela amizade e apoio demonstrado ao longo de todas as fases desta dissertação e de todos estes anos de curso. Ao Miguel Bravo, Jorge Pontes, Diogo Pedro e Alexandra Rosa, colegas de laboratório que me ajudaram em todo o período desta investigação. iii

6 À minha família, pelo incentivo nos momentos críticos e apoio ao longo de todo o percurso académico. Sem eles nada disto seria possível. A todos os que directa ou indirectamente contribuíram para me ajudar e apoiar ao longo do percurso académico e no decorrer desta dissertação, tornando-me numa melhor pessoa. Ao meu avô, que nos deixou a 19 de Maio de 2013, dedico esta dissertação. Com muita saudade e muito carinho, acredito que estaria orgulhoso de mim nesta altura. iv

7 Siglas Resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados reciclados ACI American Concrete Institute (Instituto Americano do Betão); AFP agregados finos primários; AFR agregados finos reciclados; AGP agregados grossos primários; AGR agregados grossos reciclados; AGRB agregados grossos reciclados de betão; AP agregados primários ou naturais, de origem pétrea; APA agência portuguesa do ambiente; AR agregados reciclados; BAGR betão fabricado com incorporação apenas de agregados reciclados, mesmo que não substituindo na totalidade os agregados grossos primários; BAGRB betão fabricado com incorporação apenas de agregados grossos reciclados de betão, mesmo que não substituindo na totalidade os agregados grossos primários; BAR betão fabricado com incorporação, mesmo que parcial, de agregados reciclados; BO betão de origem; BR betão de referência ou convencional, sem incorporação de agregados reciclados; BS British Standards (Norma britânica); CE Comissão Europeia; CM superfície betonada contra cofragem metálica; DIN Deutsches Institut für Normung (Instituto Alemão de Normalização); EA superfície tratada com escova de aço; EC Eurocódigo; EM superfície tratada com escova metálica; EN Norma Europeia; FIB Fédération Internationale du béton (Federação Internacional do Betão); JA superfície tratada com jacto de areia; JBA superfície tratada com jacto de pequenas bolas de aço; LNEC Laboratório Nacional de Engenharia Civil; LRA laser roughness analyzer (analisador da rugosidade a laser); MA superfície tratada com martelo de agulhas; MC Model Code; NP Norma Portuguesa; RCD resíduos de construção e demolição; SS slant shear; B20 betão com 20% de substituição de AGP por AGRB; B50 betão com 50% de substituição de AGP por AGRB; B100 betão com 100% de substituição de AGP por AGRB. v

8 Índice geral Índice geral Resumo... i Abstract... ii Agradecimentos... iii Siglas... v Índice geral... vi Índice de figuras... xi Índice de tabelas... xiii 1. Introdução Enquadramento geral Enquadramento regulamentar Objectivos da dissertação Metodologia e organização da investigação Estado da arte Agregados primários Massa volúmica e baridade Resistência mecânica Absorção de água Forma das partículas Agregados reciclados Massa volúmica e baridade Resistência mecânica Absorção de água Forma das partículas Propriedades do betão no estado fresco Trabalhabilidade Massa volúmica Propriedades do betão no estado endurecido Resistência à compressão Resistência à tracção Módulo de elasticidade Resistência à abrasão Resistência ao corte pelo ensaio slant shear Enquadramento das expressões de cálculo Influência dos diferentes parâmetros Rugosidade Ensaio slant shear Campanha experimental Introdução Planeamento da campanha experimental ª fase experimental ª fase experimental ª fase experimental ª fase experimental Formulação dos betões vi

9 Betão de referência Máxima dimensão do agregado Valor médio de tensão de rotura à compressão Volume de vazios Índice de vazios Dosagem de água de amassadura Dosagem de cimento Relação água / cimento Volume das partículas de cimento Volume de agregados Volume de partículas sólidas Percentagem de cimento relativamente ao volume de sólidos total Curva de referência de Faury Composição do betão de referência Cálculo da água de compensação Betão com incorporação de agregados reciclados de betão Ensaios de caracterização dos agregados Análise granulométrica Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Massa volúmica e absorção de água Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Massa volúmica aparente Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Teor de humidade Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Índice de forma Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras vii

10 Índice geral Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Desgaste de Los Angeles Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Ensaios de caracterização do betão no estado fresco Abaixamento (cone de Abrams) Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento Resultado do ensaio Massa volúmica Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Amostras Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Ensaios de caracterização do betão no estado endurecido Resistência à compressão Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Provetes Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Resistência à tracção por compressão diametral Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Provetes Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Módulo de elasticidade Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Provetes Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Resistência à abrasão Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios viii

11 Provetes Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Ensaio slant shear Objectivo do ensaio Normas do ensaio Aparelhos e utensílios Provetes Procedimento Cálculos e expressão dos resultados Método de leitura da rugosidade Objectivo Norma Aparelhos e utensílios Provetes Procedimento Cálculos de expressões dos resultados Apresentação e análise de resultados Introdução Ensaios de caracterização dos agregados Análise granulométrica Agregados grossos reciclados de betão Areia grossa Areia fina Massa volúmica e absorção de água Massa volúmica aparente Teor de humidade Índice de forma Desgaste de Los Angeles Ensaio aos betões no estado fresco Abaixamento Massa volúmica Ensaio aos betões no estado endurecido Resistência à compressão Resistência à tracção por compressão diametral Módulo de elasticidade Resistência à abrasão Ensaio slant shear Rugosidade do substrato Tensão de corte e normal na interface Correlação entre os parâmetros de rugosidade e a tensão de corte Coeficiente de coesão e coeficiente de atrito Tensão de corte puro na interface Análise comparativa entre valores teóricos e experimentais Conclusões Propriedades dos agregados Propriedades do betão no estado fresco Propriedades do betão no estado endurecido Resistência ao corte ix

12 Índice geral 5. Modelação numérica Introdução Modelo de elementos finitos Modelação Criação dos elementos Definição das propriedades Interacção entre elementos e condições de fronteira Definição da malha Definição do carregamento Simulação e pós-processamento Evolução das tensões de corte na superfície de interface Conclusão Conclusão Considerações finais Conclusões gerais Propriedades dos agregados Propriedades do betão no estado fresco Propriedades do betão no estado endurecido Resistência ao corte Modelação numérica Propostas para desenvolvimentos futuros Referências bibliográficas Anexos... A.1 A. Massa volúmica e absorção de água... A.3 B. Massa volúmica aparente... A.7 C. Teor de humidade... A.11 D. Índice de forma... A.15 E. Desgaste Los Angeles... A.19 F. Ensaios de compressão do betão de caracterização... A.23 G. Ensaios de compressão do betão adicionado no ensaio slant shear... A.27 H. Resistência à tracção... A.31 I. Módulo de elasticidade... A.35 J. Resistência à abrasão... A.41 K. Parâmetros de rugosidade... A.47 L. Resistência ao corte pelo ensaio slant shear... A.57 x

13 Índice de figuras FIGURA ENSAIO SLANT SHEAR COM INTERFACE INCLINADA FIGURA ENSAIO SLANT SHEAR: A) DIMENSÕES CARACTERÍSTICAS; B) TENSÕES NA INTERFACE FIGURA EVOLUÇÃO DA DEFORMAÇÃO DE RETRACÇÃO FIGURA EFEITO DAS CONDIÇÕES DA SUPERFÍCIE NA TENSÃO DO ENSAIO SLANT SHEAR, ADAPTADO DE AUSTIN ET AL. (1999) FIGURA INFLUÊNCIA DO ÂNGULO E RUGOSIDADE DA INTERFACE NA TENSÃO DE ROTURA, ADAPTADO DE AUSTIN ET AL., (1999) FIGURA CURVA DE FAURY SEM CIMENTO FIGURA SISTEMA DE COFRAGEM PARA O BETÃO DE ORIGEM FIGURA BETÃO DE ORIGEM A SER PARTIDO ANTES DA BRITAGEM FIGURA BRITADEIRA DE MAXILAS FIGURA PENEIROS COM ABERTURAS SEGUNDO A NP EN (1999) FIGURA ESTUFA VENTILADA COM TEMPERATURA CONTROLADA (110 ± 5 ºC) FIGURA BALANÇA COM PRECISÃO DE ± 0,1% DA MASSA DA AMOSTRA FIGURA MÁQUINA DE PENEIRAR FIGURA TERMÓMETRO COM PRECISÃO DE ± 0,1 ºC FIGURA PICNÓMETRO FIGURA CONE METÁLICO, FUNIL E COMPACTADOR FIGURA RECIPIENTES METÁLICOS COM DIFERENTES CAPACIDADES FIGURA PAQUÍMETRO FIGURA MÁQUINA DE LOS ANGELES FIGURA ESFERAS DE AÇO FIGURA MATERIAL PARA EXECUÇÃO DO ENSAIO DE ABAIXAMENTO: MOLDE DE METAL; VARÃO; FUNIL; RÉGUA; PLACA METÁLICA FIGURA ABAIXAMENTO: ADEQUADO (ESQ.); DEFORMADO (DIR.) (NP EN (2009)) FIGURA BALDE METÁLICO FIGURA VIBRADOR DE AGULHA FIGURA ESPÁTULA E COLHER DE PEDREIRO FIGURA MÁQUINA DE ENSAIOS À COMPRESSÃO FIGURA ROTURA SATISFATÓRIA DOS PROVETES À COMPRESSÃO (NP EN (2011)) FIGURA ROTURAS NÃO SATISFATÓRIAS DOS PROVETES À COMPRESSÃO (NP EN (2011)) FIGURA ESTRUTURA DE SUPORTE PARA O ENSAIO À TRACÇÃO FIGURA FAIXAS DE CARTÃO FIGURA PRENSA HIDRÁULICA FIGURA ESTRUTURA DE SUPORTE PARA O PROVETE FIGURA MÁQUINA DE ABRASÃO DE BOHME FIGURA PÓ ABRASIVO FIGURA MARCAÇÃO DO PROVETE FIGURA PRENSA HIDRÁULICA FIGURA MARTELO DE AGULHAS FIGURA BERBEQUIM E ESCOVA DE AÇO FIGURA MOLDES PARA OS PROVETES DE ENSAIO SLANT SHEAR FIGURA ARMAZENAMENTO DOS PROVETES EM CÂMARA HÚMIDA FIGURA TRATAMENTO COM ESCOVA DE AÇO FIGURA EQUIPAMENTO DE LEITURA DE RUGOSIDADE: COMPUTADOR E RUGOSÍMETRO FIGURA PLACAS METÁLICAS FIGURA CURVA GRANULOMÉTRICA DOS AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO FIGURA CURVA GRANULOMÉTRICA DA AREIA GROSSA FIGURA CURVA GRANULOMÉTRICA DA AREIA FINA FIGURA REPRESENTAÇÃO GRÁFICA DA MASSA VOLÚMICA PARA AS BETONAGENS REALIZADAS FIGURA EVOLUÇÃO DA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO COM A TAXA DE SUBSTITUIÇÃO xi

14 Índice de figuras FIGURA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO RELATIVA AO BR, AOS 7 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO FIGURA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO RELATIVA AO BR, AOS 28 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO FIGURA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO RELATIVA AO BR, AOS 56 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO FIGURA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO RELATIVA AO BR EM FUNÇÃO DA IDADE FIGURA RESISTÊNCIA À TRACÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL RELATIVA AO BR, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO FIGURA MÓDULO DE ELASTICIDADE, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO FIGURA RESISTÊNCIA À ABRASÃO RELATIVA, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO FIGURA COMPARAÇÃO DAS LEITURAS DE RUGOSIDADE FIGURA COMPARAÇÃO ENTRE O TIPO DE TRATAMENTO DE SUPERFÍCIE: SEM TRATAMENTO (ESQ.); ESCOVA DE AÇO (CENTRO); MARTELO DE AGULHAS (DIR.) FIGURA TENSÃO DE CORTE NA INTERFACE, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS, ENTRE AS DIFERENTES LIGAÇÕES FIGURA TENSÃO NORMAL NA INTERFACE, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS, ENTRE AS DIFERENTES LIGAÇÕES FIGURA CORRELAÇÃO ENTRE A TENSÃO DE COMPRESSÃO DOS PROVETES SLANT SHEAR E A TENSÃO DE CORTE, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS FIGURA CORRELAÇÃO ENTRE A TENSÃO DE TRACÇÃO DOS PROVETES SLANT SHEAR E A TENSÃO DE CORTE, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS FIGURA RESISTÊNCIA AO CORTE RELATIVA AO BR-BR, PARA AS DIFERENTES LIGAÇÕES FIGURA COMPARAÇÃO ENTRE OS VALORES EXPERIMENTAIS E CALCULADOS COM AS EXPRESSÕES 4.4 E FIGURA PEÇA "BETÃO DE REFERÊNCIA" (ESQ.) E PEÇA BETÃO COM AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS (DIR.) FIGURA PEÇAS POSICIONADAS (ESQ.) E DEFINIÇÃO DA SUPERFÍCIE RUGOSA (DIR.) FIGURA LINHA MÉDIA DA SUPERFÍCIE DE INTERFACE FIGURA EVOLUÇÃO DAS TENSÕES, AO LONGO DA LINHA MÉDIA DA SUPERFÍCIE DE INTERFACE, FIGURA ROTURA DE PROVETES CAUSADO PELA CONCENTRAÇÃO DE TENSÕES xii

15 Índice de tabelas TABELA COMPOSIÇÃO DE UM RCD... 2 TABELA MASSA VOLÚMICA DOS AGREGADOS PRIMÁRIOS EM DIFERENTES ESTUDOS... 9 TABELA BARIDADE DOS AGREGADOS PRIMÁRIOS EM DIFERENTES ESTUDOS TABELA RESISTÊNCIA AO DESGASTE DE AGREGADOS PRIMÁRIOS TABELA ABSORÇÃO DE ÁGUA DOS AGREGADOS PRIMÁRIOS TABELA ÍNDICE DE FORMA PARA OS AGREGADOS PRIMÁRIOS TABELA MASSA VOLÚMICA DOS AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA BARIDADE DOS AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA RESISTÊNCIA AO DESGASTE DE LOS ANGELES DOS AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA ABSORÇÃO DE ÁGUA DE AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA ÍNDICE DE FORMA PARA OS AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA MASSA VOLÚMICA DO BETÃO NO ESTADO FRESCO, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AOS 7 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AOS 28 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AOS 56 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA RESISTÊNCIA À TRACÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL AOS 28 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA MÓDULO DE ELASTICIDADE AOS 28 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA PERDA DE ESPESSURA PELO ENSAIO DE RESISTÊNCIA À ABRASÃO AOS 91 DIAS, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA TENSÃO DE COMPRESSÃO DO BETÃO TABELA RESULTADOS DO ENSAIO SLANT SHEAR TABELA TEMPERATURA E HUMIDADE RELATIVA TABELA CONSTITUINTES DA MISTURA DE BETÃO TABELA RESULTADOS DO ENSAIO DE COMPRESSÃO TABELA ENSAIOS EXPERIMENTAIS DO ENSAIO SLANT SHEAR TABELA PARÂMETROS DE RUGOSIDADE PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS DE SUPERFÍCIE TABELA TENSÃO DE CORTE PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS DE SUPERFÍCIE TABELA COEFICIENTE DE CORRELAÇÃO ENTRE OS PARÂMETROS DE RUGOSIDADE E AS TENSÕES DE CORTE E NORMAL TABELA RAIO MÉDIO DO MOLDE E DIMENSÃO MÁXIMA DO AGREGADO PARA CADA TIPO DE PROVETE TABELA ABERTURA DOS PENEIRO DA SÉRIE BASE MAIS A SÉRIE TABELA VALOR DO DESVIO PADRÃO EM FUNÇÃO DO GRAU DE CONTROLO DA PRODUÇÃO E MODO DE MEDIÇÃO DOS COMPONENTES DO BETÃO TABELA ESTIMATIVA DO VOLUME DE VAZIOS EM FUNÇÃO DA MÁXIMA DIMENSÃO DO AGREGADO TABELA VALORES DOS PARÂMETROS K E K' PARA A DETERMINAÇÃO DO ÍNDICE DE VAZIOS TABELA COORDENADAS DOS PONTOS DE REFERÊNCIA DA CURVA DE FAURY TABELA VALORES DOS PARÂMETROS A E B EM FUNÇÃO DA TRABALHABILIDADE E MEIOS DE COLOCAÇÃO DO BETÃO TABELA COORDENADAS DA CURVA DE FAURY COM E SEM CIMENTO TABELA COEFICIENTES A E B DAS EQUAÇÕES DAS CURVAS DE FAURY TABELA PERCENTAGEM DE MATERIAL ACUMULADO PASSADO TABELA COMPOSIÇÃO DO BETÃO DE REFERÊNCIA TABELA ÁGUA ADICIONAL PARA OS DIFERENTES BETÕES PRODUZIDOS TABELA COMPOSIÇÃO DO BETÃO COM INCORPORAÇÃO DE 20% DE AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA COMPOSIÇÃO DO BETÃO COM INCORPORAÇÃO DE 50% DE AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA COMPOSIÇÃO DO BETÃO COM INCORPORAÇÃO DE 100% DE AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO xiii

16 Índice de tabelas TABELA MASSA MÍNIMA DOS PROVETES DE ENSAIO TABELA MASSA MÍNIMA DA AMOSTRA NO MÉTODO DO PICNÓMETRO TABELA CAPACIDADE MÍNIMA DO RECIPIENTE EM RELAÇÃO À MÁXIMA DIMENSÃO DO AGREGADO TABELA MASSA MÍNIMA DA AMOSTRA EM RELAÇÃO À MAIOR ABERTURA DO PENEIRO TABELA MASSA MÍNIMA DA AMOSTRA EM RELAÇÃO À MÁXIMA DIMENSÃO DO AGREGADO TABELA NÚMERO DE ESFERAS E INTERVALO DE MASSA TOTAL DAS ESFERAS EM FUNÇÃO DA FRACÇÃO GRANULOMÉTRICA TABELA MASSA M 1 E M 2 DA ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DOS AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DOS AGREGADOS GROSSOS RECICLADOS DE BETÃO TABELA MASSA M 1 E M 2 DA ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DA AREIA GROSSA TABELA ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DA AREIA GROSSA TABELA MASSA M 1 E M 2 DA ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DA AREIA FINA TABELA ANÁLISE GRANULOMÉTRICA DA AREIA FINA TABELA MASSA VOLÚMICA E ABSORÇÃO DE ÁGUA DOS AGREGADOS TABELA BARIDADE DOS AGREGADOS TABELA TEOR DE HUMIDADE DOS AGREGADOS TABELA ÍNDICE DE FORMA DOS AGREGADOS TABELA DESGASTE DE LOS ANGELES DOS AGREGADOS TABELA RELAÇÃO A/C E ABAIXAMENTO DO BETÃO PARA ENSAIOS DE RESISTÊNCIA MECÂNICA E SLANT SHEAR TABELA MASSA VOLÚMICA DO BETÃO PRODUZIDO PARA OS ENSAIOS DE RESISTÊNCIA MECÂNICA E SLANT SHEAR TABELA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AOS 7, 28 E 56 DIAS, PARA TODAS AS TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AOS 28 DIAS, PARA AS TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO, DO BETÃO PRODUZIDO PARA O ENSAIO SLANT SHEAR TABELA RESISTÊNCIA À TRACÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL AOS 28 DIAS, PARA TODAS AS TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA MÓDULO DE ELASTICIDADE, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA RESISTÊNCIA À ABRASÃO, PARA AS DIFERENTES TAXAS DE SUBSTITUIÇÃO TABELA CLASSIFICAÇÃO QUALITATIVA DOS COEFICIENTES DE CORRELAÇÃO TABELA VALORES DOS PARÂMETROS DE RUGOSIDADE PARA A LIGAÇÃO BR-BR, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS DO SUBSTRATO TABELA VALORES DOS PARÂMETROS DE RUGOSIDADE PARA A LIGAÇÃO BR-B20, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS DO SUBSTRATO TABELA VALORES DOS PARÂMETROS DE RUGOSIDADE PARA A LIGAÇÃO BR-B50, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS DO SUBSTRATO TABELA VALORES DOS PARÂMETROS DE RUGOSIDADE PARA A LIGAÇÃO BR-B100, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS DO SUBSTRATO TABELA MÉDIA, DESVIO PADRÃO E COEFICIENTE DE VARIAÇÃO DOS PARÂMETROS DE RUGOSIDADE, DE TODAS AS LIGAÇÕES TABELA TENSÃO DE CORTE NA INTERFACE DO ENSAIO SLANT SHEAR, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS, ENTRE BR E BAGR [MPA] TABELA TENSÃO NORMAL NA INTERFACE DO ENSAIO SLANT SHEAR, PARA OS DIFERENTES TRATAMENTOS, ENTRE BR E BAGR [MPA] TABELA VALORES DA TENSÃO DE TRACÇÃO PARA O BETÃO ADICIONADO TABELA VALORES DE R 2 ENTRE OS PARÂMETROS DE RUGOSIDADE E AS TENSÕES DE CORTE, PARA AS DIFERENTES LIGAÇÕES TABELA VALORES DE R VM, PARA CADA TRATAMENTO DE SUPERFÍCIE E CADA LIGAÇÃO TABELA VALORES DO COEFICIENTE DE COESÃO E DE ATRITO, PARA CADA TRATAMENTO E CADA LIGAÇÃO, SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.2 E 4.3 DE SANTOS (2009) xiv

17 TABELA TENSÃO DE CORTE EXPERIMENTAL E A CALCULADA A PARTIR DOS COEFICIENTES DE COESÃO E ATRITO, SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.2 E 4.3 DE SANTOS (2009) TABELA VARIAÇÃO DOS VALORES DA TENSÃO DE CORTE CALCULADOS SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.2 E 4.3 DE SANTOS (2009) EM RELAÇÃO AOS VALORES EXPERIMENTAIS [%] TABELA VALORES DE R2 ENTRE OS VALORES EXPERIMENTAIS E CALCULADOS SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.8 E TABELA TENSÃO DE CORTE EXPERIMENTAL E CALCULADA SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.4 E 4.5 DOS COEFICIENTES DE COESÃO E ATRITO DE CEIA (2013) TABELA VARIAÇÃO DOS VALORES DA TENSÃO DE CORTE CALCULADOS SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.4 E 4.5 DE CEIA (2013), EM RELAÇÃO AOS VALORES EXPERIMENTAIS [%] TABELA TENSÃO DE CORTE EXPERIMENTAL DE SANTOS (2009) E CALCULADA SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.4 E 4.5 DE COEFICIENTE DE COESÃO E ATRITO DE CEIA (2013) TABELA VALORES DE R 2 ENTRE OS VALORES EXPERIMENTAIS E OS VALORES CALCULADOS SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.4 E TABELA RESISTÊNCIA À TRACÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL AOS 28 DIAS TABELA COESÃO CALCULADA PELA EXPRESSÃO 4.4 DE CEIA (2013) TABELA TENSÃO DE CORTE PURO [MPA] TABELA VALORES DOS COEFICIENTES DE COESÃO E DE ATRITO DOS REGULAMENTOS E CALCULADOS SEGUNDO AS EXPRESSÕES 4.4 E 4.5 DE CEIA (2013) TABELA VALORES DA TENSÃO DE CORTE, SEGUNDO OS REGULAMENTOS E EXPERIMENTAIS TABELA DESVIO PADRÃO E VARIAÇÃO ENTRE OS VALORES SEGUNDO OS REGULAMENTOS E EXPERIMENTAIS TABELA PROPRIEDADES DA PEÇA "BR" TABELA PROPRIEDADES DA PEÇA "BAGR" TABELA FORÇA UNIFORMEMENTE DISTRIBUÍDA PELA SUPERFÍCIE DE CONTACTO, DOS ENSAIOS EXPERIMENTAIS [N/MM 2 ] TABELA TENSÃO DE CORTE EXPERIMENTAL E DO SOFTWARE ABAQUS [MPA] TABELA TENSÃO NORMAL EXPERIMENTAL E DO SOFTWARE ABAQUS [MPA] xv

18 Índice de tabelas xvi

19 1. Introdução 1.1. Enquadramento geral Em Portugal, um dos sectores da indústria mais importantes é a construção. No decorrer da crise económica que afecta não só Portugal como países por todo o mundo, o ramo da construção tem sofrido sucessivos cortes e decréscimos de produtividade. Contudo, existem outros países em forte desenvolvimento, tratando-se por isso de um sector ainda activo mundialmente. A elevada exploração de recursos naturais associada a esta actividade é contra natura, causando preocupações ambientais associadas à escassez dos recursos e consumos de energia. É necessário adoptar uma postura a favor da sustentabilidade e reutilização de materiais. Em Portugal e outros países meridionais, a abundância de agregados naturais permite que haja uma despreocupação face à protecção do meio ambiente, apresentando assim níveis baixos de taxas de reciclagem. Em alguns países da Europa central, devido às restrições ambientais, os processos extractivos de agregados naturais, assim como o depósito de resíduos de construção são impedidos (Coelho, 2002). Os resíduos resultantes da indústria da construção, designados por Resíduos de Construção e Demolição (RCD), representam cerca de 25% a 30% de todos os resíduos produzidos na Europa (CE, 2013), são depositados em aterros e representam uma ameaça ao meio ambiente. Estimou-se que, na União Europeia, o volume anual de RCD produzido no ano de 2006 na Europa foi de 970 milhões de toneladas (Heistin, 2010). Em Portugal os RCD também representam uma significativa parte dos resíduos produzidos, atingindo toneladas por ano (Coelho, 2007, citando Pereira, 2002). Contudo, o Decreto-Lei n.º 46/2008, de 12 de Março, alterado pelo Decreto-Lei n.º 73/2011, de 17 de Junho, veio estabelecer o regime das operações de gestão de RCD, englobando a prevenção e reutilização, bem como as operações de recolha, transporte, armazenamento, tratamento, valorização e eliminação (APA, 2012). Em países do Norte da Europa, existe uma reciclagem de mais de 90% dos inertes dos RCD produzidos, devida não só a uma sensibilidade dos cidadãos mas também a uma escassez de pedreiras e areeiros (Brito 2005). Na Europa, nos anos de 2006 e 2008, registou-se uma produção de betão de 396,6 e 362,7 milhões de m 3, respectivamente. Desse total, apenas 11,0 milhões de m 3 foram produzidos em Portugal. Na Alemanha, 68,5% dos RCD são reciclados e apenas 8,6% são depositados em aterros. Da percentagem dos RCD reciclados, 69,8% representam a parcela de betão e cerâmicos, 27,2% representam borracha, 2,6% representam a parcela do vidro, madeira, metal, entre outros e 0,4% representam os resíduos à base de gesso (Comissão Europeia, 2011). Pode-se dizer que a composição dos RCD varia consoante factores como a origem, época da infraestrutura e critérios de medição. No entanto, existe uma parcela predominante nos agregados que diz respeito aos betões, cerâmicos e argamassas, normalmente utilizados na construção de edifícios correntes. Na Tabela 1.1, apresenta-se uma composição de um RCD, para uma situação genérica. 1

20 Introdução Tabela Composição de um RCD (CE, 2011) Materiais % do peso total Materiais não perigosos 44,17 Betão, alvenaria e argamassa 36,79 Metais (aço incluído) 19,40 Outros 16,94 Misturas betuminosas 3,54 Madeira, vidro e plástico 0,65 Materiais de isolamento 0,01 A partir de uma composição tipo de um RCD, é possível afirmar que existe uma enorme quantidade de material que pode ser reutilizado, como é o caso do betão, os cerâmicos e as argamassas. No entanto, os restantes materiais também podem ser reutilizados para a produção de argamassas ou betões mas, no caso em estudo, apenas se vai focar nos RCD provenientes de betão. Dentro dos RCD de betão, existem várias maneiras de obter os agregados reciclados (AR) que, consoante o seu tipo, diferem na qualidade. Alguns exemplos são os agregados grossos pétreos recuperados por lavagem da argamassa de betão pronto no seu estado fresco, finos e/ou grossos pétreos resultantes da demolição de peças de betão, normal ou com agregados reciclados, entre outros (Brito, 2005). A utilização de betões com incorporação de agregados reciclados (BAR), em Portugal, ainda não é consensual e continua a ser objecto de estudo. Verifica-se que a substituição da totalidade ou de uma parte dos agregados primários (AP), na composição de um betão, por AR, conduz a desempenhos piores ou iguais, dependendo da composição dos AR (admitindo que ambos os betões têm a mesma composição volumétrica, curva granulométrica dos agregados e processo de fabrico). Esta é uma tendência válida tanto para substituição da parcela dos agregados grossos primários (AGP) por agregados grossos reciclados (AGR), como para a substituição da parcela de agregados finos primários (AFP) por agregados finos reciclados (AFR) (Brito, 2005). Este desempenho igual ou inferior deriva das diferentes características entre os AP e os AR. A forma das partículas, a baridade, a absorção de água e a resistência mecânica são algumas das propriedades que apresentam diferenças relevantes. No entanto, não se pode generalizar uma comparação entre um determinado AR e um AP, devido à possibilidade de a origem do AR ser desconhecida, para todo o tipo de AR. A diferenciação relativa às propriedades referidas dos AR e dos AP será abordada mais à frente no capítulo respectivo. Para que o caso em estudo possa contribuir com conclusões plausíveis, é necessário garantir que os betões apresentem algumas características iguais. A curva granulométrica dos agregados é uma dessas características e deve ser idêntica nos BAR e betões de referência (BR). A trabalhabilidade, que pode ser medida pelo abaixamento obtido no ensaio de cone de Abrams, é outra dessas características. Neste caso, existe a possibilidade de uma pequena tolerância de ± 10 mm. Contudo, a trabalhabilidade condiciona tão fortemente o desempenho do betão, mesmo após a presa, que não é aceitável a comparação (...) de betões com trabalhabilidade diferente (Brito, 2005). 2

21 No presente documento, como apenas se pretende estudar a resistência ao corte da interface de betão com betão com incorporação de AGP e/ou AGR, o estudo relativo aos betões com incorporação de AFR não será abordado Enquadramento regulamentar A relação betão-betão dos elementos estruturais de qualquer edifício ou obra tem de ser considerada, de modo a evitar muitas vezes problemas de rotura locais ou globais. Segundo a FIB (Fédération International du Betón), no seu documento Model Code 2010 volume 1, no estado limite último, e em alguns casos, as forças de corte têm de ser transferidas directamente a partir de betão para betão. O mesmo documento define os casos em que esta situação é relevante: reparação e reforço de elementos existentes de betão com novas camadas de betão; remate de elementos pré-fabricados com betão adicional betonado in situ; todas as situações onde houve interrupção do processo de betonagem e, como tal, a nova camada de betão é feita contra betão já endurecido; elementos pré-instalados de betão (ex. mísulas), ligadas a membros existentes para introdução de cargas. Nos mecanismos de transferência de forças de corte, os parâmetros principais para a capacidade de suporte de cargas nos ensaios são: rugosidade da interface; limpeza da superfície; resistência e qualidade do betão; excentricidade e inclinação da força de corte; resistência da ligação no descolamento da ligação e na pós-rotura; percentagem de armadura de ligação ao longo da interface. O documento Model Code 2010 define também uma expressão para o cálculo de tensões tangenciais resultantes da força de corte.!! =!!! +!!!!!!!!! +!!! +!!!!!!!!!!!" (1.1) onde, f ck - valor característico da tensão de compressão do betão mais fraco [MPa]; f y - tensão de cedência da armadura [MPa]; α f - coeficiente que tem em conta o efeito de ferrolho; κ - coeficiente de eficiência da tensão que pode ser transmitida pela armadura de ligação; ρ - percentagem de armadura que atravessa a interface; σ n - tensão normal na interface devida a forças externas [MPa]; 3

22 Introdução τ c - tensão devida à coesão entendida como o imbricamento dos agregados [MPa]; µ - coeficiente de atrito; τ u - tensão de corte última [MPa]. Adicionalmente, convém ter alguns cuidados na preparação do betão, de modo a que as propriedades não variem significativamente. A preparação da mistura de betão, a sua idade, retracção e condições de cura são algumas das características mais relevantes na resistência ao corte. A Norma Portuguesa - Eurocódigo 2 parte 1-1 (NP EN , 2010), que define as regras gerais e regras para edifícios para o projecto de estruturas de betão, fornece a expressão para o cálculo do valor da tensão tangencial na junta e o cálculo do valor da tensão tangencial resistente na junta. O valor de cálculo da tensão tangencial resistente na junta pode ser obtido por:!!"# =!!!!"# +!!!!" +!!!"! sin! + cos! (1.2) em que: c - coeficiente de coesão; µ - coeficiente de atrito; f ctd - tensão de rotura à tracção do betão mais fraco [MPa]; f yd - tensão de cedência à tracção do aço [MPa]; ρ - percentagem de armadura que atravessa a interface; α - inclinação da armadura relativamente à interface que deve ser limitada entre 45 e 90 ; σ ne - tensão devida ao esforço normal exterior mínimo na junta [MPa]. Ao longo da execução dos ensaios, pretende-se que o parâmetro da rugosidade da superfície seja alterado, assim como algumas propriedades do betão, tais como a consistência no estado fresco, a classe de resistência e retracção dos betões e a taxa de incorporação de agregados reciclados Objectivos da dissertação A presente dissertação tem como principal objectivo estudar o comportamento da interface entre betão convencional e betão com agregados reciclados de betão, betonados in situ. Os betões utilizados têm diferentes taxas de substituição de agregados naturais por agregados grossos reciclados de betão. Deste estudo, resulta uma comparação com resultados provenientes de outros regulamentos e publicações, de modo a se proceder a uma calibração das expressões da tensão de corte já existentes. Para além da análise das expressões de cálculo da tensão de corte, pretende-se, com base na rugosidade da superfície, calibrar as expressões de cálculo do coeficiente de atrito e coesão de Santos (2009), importantes no cálculo da tensão de corte resistente. 4

23 Em complemento à componente laboratorial, existe uma parte de modelação numérica (com recurso a software comercial baseado no método dos elementos finitos), calibrada com os valores da campanha experimental, com o objectivo de melhor entender os efeitos dos AGRB e da rigidez diferencial. Esta dissertação surge no âmbito da construção sustentável, tentando reutilizar os RCD de betão, com impacte negativo no meio ambiente de um modo agressivo, para que contribua para a sensibilização dos problemas ambientais sentidos na indústria da engenharia civil Metodologia e organização da investigação Esta dissertação está organizada em seis capítulos, correspondentes a seis etapas distintas do trabalho de investigação realizado. Na primeira etapa, procedeu-se a uma pesquisa e recolha do máximo de informação, através de uma bibliografia ampla, tanto a nível nacional, como internacional. Os objectivos desta fase foram: adquirir um conhecimento global do tema em estudo; situar o trabalho no conhecimento já existente; ganhar sensibilidade para a análise dos resultados resultantes da investigação. Na segunda etapa, preparou-se um plano de ensaios de acordo com as normas em vigor, para a caracterização física e mecânica dos agregados e do betão. Esta fase tem grande importância devido à monitorização dos ensaios e resultados, organização laboratorial e contabilização do material necessário, de composição do betão e de suporte à produção do betão. A terceira etapa representa a campanha experimental, composta pela preparação dos materiais, realização dos ensaios e análise dos resultados. A preparação do material envolveu a betonagem e britagem de betão de origem, a obtenção do cimento e de todas as fracções granulométricas de agregados naturais e reciclados de betão. Os ensaios de caracterização dos agregados e dos betões foram realizados segundo o preconizado nas normas utilizadas. Os ensaios foram realizados em primeiro lugar aos agregados, de modo a perceber a influência das suas propriedades no desempenho dos betões. Em segundo lugar, foram realizados os ensaios ao betão no estado fresco, para controlo da trabalhabilidade. Por último, decorreram os ensaios ao betão no estado endurecido, a fim de avaliar as suas características mecânicas. O ensaio slant shear foi realizado após caracterização dos betões, sendo em cada betonagem avaliada a resistência à compressão aos 28 dias. Na quarta etapa, foram analisados os resultados obtidos e procedeu-se a uma comparação com resultados de outros autores, com o objectivo de explicar os resultados obtidos. De modo a calibrar as expressões de cálculo dos coeficientes de coesão e de atrito, foram utilizados os valores indicados em Santos (2009) e os obtidos com a presente investigação. Na quinta etapa, foi realizado um modelo numérico de elementos finitos, com o software Abaqus, do ensaio slant shear. Esta modelação serviu para explicar melhor alguns fenómenos 5

24 Introdução relacionados com o uso de betão com incorporação de agregados grossos reciclados e o efeito das diferenças entre as propriedades do betão de substrato e do adicionado. A sexta e última fase consistiu na elaboração do presente documento, no qual se pretende transmitir de forma clara e sucinta as informações, análises e conclusões deste estudo. Esta dissertação está organizada da seguinte forma: capítulo 1: contém um enquadramento do tema e das expressões dos regulamentos; são apresentados os objectivos e a metodologia do presente estudo; capítulo 2: contém o levantamento do estado da arte, nacional e internacional, com uma descrição e análise dos resultados obtidos por outros autores; está estruturado de forma a apresentar as propriedades dos agregados grossos naturais e reciclados de betão, as propriedades do betão no estado fresco, as propriedades mecânicas do betão no estado endurecido e a resistência ao corte pelo ensaio slant shear; capítulo 3: inclui a descrição do programa experimental desenvolvido, organizado por ensaio realizado; em cada ensaio, são apresentados os objectivos, a norma, os materiais, os procedimentos e os cálculos e expressões dos resultados; capítulo 4: apresenta os resultados obtidos nos ensaios descritos no capítulo 3 e a comparação com os resultados analisados no capítulo 2; apresenta novas expressões de cálculo para os coeficientes de coesão e de atrito; capítulo 5: contém a elaboração do modelo numérico e a comparação entre os valores experimentais; apresenta as conclusões sobre os efeitos dos agregados grossos reciclados de betão e da diferença de rigidez entre os betões; capítulo 6: representa a conclusão deste estudo, realçando os aspectos principais dos resultados obtidos e as suas justificações; propõe estudos a desenvolver futuramente, relacionados e na continuidade deste estudo. Por fim, são apresentados os anexos: Anexo A: parâmetros para a determinação da massa volúmica e absorção de água; Anexo B: parâmetros para a determinação da massa volúmica aparente; Anexo C: parâmetros para a determinação do teor de humidade; Anexo D: parâmetros para a determinação do índice de forma; Anexo E: parâmetros para a determinação do desgaste de Los Angeles; Anexo F: ensaios de resistência à compressão do betão de caracterização; Anexo G: ensaios de resistência à compressão do betão adicionado no ensaio slant shear; Anexo H: ensaios de resistência à tracção; Anexo I: ensaios de módulo de elasticidade; Anexo J: ensaios de resistência à abrasão; Anexo K: parâmetros de rugosidade; Anexo L: resistência ao corte pelo ensaio slant shear. 6

25 2. Estado da arte Neste capítulo, pretende-se apresentar os estudos realizados por diversos autores, relativos às propriedades dos agregados, do betão de referência (BR) e dos betões com agregados grossos reciclados (BAGR) e à resistência ao corte entre betões, de forma a realizar uma análise comparativa dos resultados obtidos. As campanhas analisadas são brevemente descritas, em termos de objectivos e materiais. No estudo de Matias e Brito (2005), com o objectivo de caracterizar betão com agregados grossos reciclados de betão (AGRB) e recurso a adjuvantes, foi adoptada uma classe de resistência C35/45, com trabalhabilidade S2 (80 ± 10 mm), máxima dimensão de agregado 25,4 mm e um cimento Portland tipo II 42,5. Na dissertação de mestrado de Gomes (2007), é apresentado o comportamento de betão com agregados grossos reciclados de betão e cerâmicos. No âmbito deste trabalho, interessa analisar apenas o comportamento do betão com AGRB. Foi adoptada uma classe de resistência C30/37, uma classe de consistência S2 e cimento Portland tipo II 42,5. A máxima dimensão dos agregados foi limitada a 25,4 mm e a relação a/c efectiva foi mantida igual a 0,43. Na investigação de Ferreira (2007), é apresentado um estudo sobre a influência da pré saturação em betões estruturais com incorporação de agregados grossos reciclados de betão. Foram utilizadas taxas de substituição de agregados grossos primários (AGP) por AGRB de 0, 20, 50 e 100%. Os AGRB foram obtidos a partir de uma unidade móvel de reciclagem. O cimento utilizado é do tipo CEM I 42,5R e a classe de resistência do betão é C30/37. A classe de consistência considerada foi a S2 (80 ± 10 mm). No estudo de Fonseca (2009), é apresentada a influência das condições de cura no desempenho mecânico dos betões estruturais com incorporação de agregados grossos reciclados. Foi adoptada uma classe de resistência C30/37, com uma classe de consistência S2 e cimento tipo CEM II 42,5R. Foram utilizadas taxas de substituição de AGP por AGRB de 0, 20, 50 e 100%. A máxima dimensão do agregado foi limitada a 25,4 mm e a relação a/c efectiva foi mantida igual a 0,43. Na investigação realizada por Xiao et al. (2005), é apresentado um estudo sobre a resistência à compressão e a relação tensão / deformação de betões com agregados reciclados de betão, para as taxas de substituição de 0, 30, 50, 70 e 100%. A mistura de betão foi feita com um cimento Portland, com uma resistência à compressão de 32,5 MPa. Na investigação de Etxeberria et al. (2007), é apresentado um estudo sobre a influência da quantidade de agregados grossos reciclados nas propriedades do betão com agregados reciclados. Foram utilizadas taxas de substituição de AGP por AGRB de 0, 25, 50 e 100%. O cimento utilizado é do tipo Portland CEM I 52,5R de alta resistência e rápido endurecimento. 7

26 Estado da arte Os AGRB foram obtidos a partir de um aterro de desperdícios, triturando o betão de origem desconhecida. A curva granulométrica dos AGP e dos AGRB é a mesma e apresenta três intervalos:! agregado reciclado: 4 a 10 mm (AR1), 10 a 16 mm (AR2) e 16 a 25 mm (AR3);! agregado primário: 4 a 10 mm (AP1), 10 a 16 mm (AP2) e 16 a 25 mm (AP3). Na investigação de Kou et al. (2004), foram criadas três famílias de betões com diferentes quantidades de cinzas volantes adicionadas. Para a presente dissertação, apenas interessa focar a família sem substituição de cimento por cinzas volantes, produzidos apenas com taxas de substituição de AP por AR diferentes de 0, 20, 50 e 100%. Para o ensaio de compressão, foram utilizados cubos com 100 mm de aresta e, para o ensaio de compressão diametral, foram utilizados cilindros com 100 mm diâmetro e 200 mm de altura. Os agregados reciclados são provenientes de uma unidade de reciclagem de Hong Kong. O cimento é Portland do tipo I. No estudo de Rahal (2007), são apresentados ensaios para vários dias de BR e BAGR, apenas para uma taxa de substituição de 100%. Foi utilizado um cimento Portland do tipo I. Foram realizados vários betões, mas destaca-se apenas o betão produzido com 300 kg de cimento, o mais semelhante a esta dissertação, com uma relação a/c de 0,48. Os AGRB foram obtidos de dois edifícios demolidos no Kuwait Agregados primários O betão é constituído, de um modo geral, por cimento, água e agregados (finos ou grossos), podendo ainda incorporar adições e adjuvantes. Os agregados constituem cerca de 70 a 80% do volume da mistura, com dimensões que variam entre 31 mm e 0 mm e a sua aplicação é justificada por motivos técnicos e económicos. Algumas das propriedades dos agregados afectam significativamente o comportamento do betão, sendo necessário recorrer não só a ensaios aos agregados, mas também a ensaios dos betões produzidos a partir dos mesmos, para obter uma classificação adequada quanto à sua utilização em betões. As propriedades mais importantes a exigir ao agregado, do ponto de vista da resistência do betão, são de natureza geométrica, física e química, ou seja, uma adequada forma e dimensão, resistência mecânica, comportamento térmico, propriedades químicas apropriadas relativamente ao ligante e às acções exteriores e isenção de impurezas. Existem outras propriedades importantes dos agregados para determinar as quantidades dos componentes, tais como a massa volúmica das partículas, a absorção de água, a baridade e a granulometria. Na classificação do agregado segundo as suas dimensões, um agregado grosso tem dimensão maior ou igual a 4 mm, (D 4 mm) (NP EN 12620, 2002). A granulometria é uma propriedade de grande importância que define a distribuição das percentagens das partículas de determinadas dimensões que compõem o agregado e condiciona a compacidade do betão (Coutinho, 1988). Uma análise granulométrica é efectuada através da vibração do agregado por diferentes peneiros e, no âmbito desta dissertação, torna-se fundamental referir que é um 8

27 processo que requer precisão, de modo a garantir que os BR e os BAR têm a mesma curva granulométrica ao nível dos agregados. Assim, é possível eliminar um factor de entropia nos resultados, que poderia tornar menos clara a determinação da influência da incorporação dos agregados reciclados em algumas propriedades dos BAGR Massa volúmica e baridade Massa volúmica é a relação entre a massa de um corpo e o seu volume que, no caso do agregado, se refere à massa volúmica das partículas individualmente e não ao seu conjunto. Existe uma grande variedade de partículas em termos de densidade e porosidade, das quais algumas contêm vazios ou poros em contacto com a superfície exterior da partícula e outras vazios ou poros interiores. Tendo em consideração os poros em contacto com a superfície exterior, pode-se dizer que a água tem uma grande facilidade em penetrar o agregado, enquanto que a pasta de cimento, devido à sua viscosidade e dimensão, apresenta uma maior dificuldade em fazê-lo. No estudo da composição, é importante não considerar o agregado seco, de modo a que este não absorva a água da pasta de cimento, não contribuindo para as suas reacções de hidratação e por sua vez afectando a trabalhabilidade. Assim, o agregado pode ser considerado saturado, com superfície seca, para que não aumente a água da mistura, nem absorva água da mistura. Mais adiante, será explicado como este assunto foi tratado na campanha experimental. Na Tabela 2.1, é apresentada a massa volúmica dos agregados primários obtida em diferentes campanhas experimentais. Tabela Massa volúmica dos agregados primários em diferentes estudos Autor Granulometria Massa volúmica [mm] [kg/m 3 ] Matias e Brito (2005) 4-25, Gomes (2007) 4-25, Ferreira (2007) 4-25, Fonseca (2009) 4-25, André (2012) 4-25, Xiao et al. (2005) 5-31, Etxeberria et al. (2007) 4-25, Rahal (2007) 9-19, A baridade é a propriedade que define a massa por unidade de volume aparente de um determinado agregado. Através desta propriedade, é possível converter a massa dos agregados numa dada composição em volumes de agregados e vice-versa (Coutinho, 1988). Depende do seu grau de compactação, da percentagem das diferentes dimensões e da forma das partículas. Para uma dada massa volúmica, o volume de vazios será tanto menor quanto maior for a baridade, ou seja, maior a compacidade atingida (Coutinho, 1988). Na Tabela 2.2, é apresentada a baridade dos agregados primários obtida em outras campanhas experimentais. 9

28 Estado da arte Tabela Baridade dos agregados primários em diferentes estudos Autor Granulometria [mm] Baridade [kg/m 3 ] Matias e Brito (2005) 4-25, Gomes (2007) 4-25, Ferreira (2007) 4-25, Fonseca (2009) 4-25, André (2012) 4-25, Xiao et al. (2005) 5-31, Das tabelas anteriores, é possível observar que a massa volúmica ( kg/m 3 ) é consideravelmente superior à baridade ( kg/m 3 ), tal como era esperado. A variação dos valores da massa volúmica e da baridade estão relacionadas com os diferentes processos de trituração, origem e tipo de agregados Resistência mecânica A resistência mecânica dos betões é influenciada pelos agregados, através da composição granulométrica, da tensão de rotura e da resistência da ligação entre pasta e cimento e a sua superfície. A tensão de rotura de um betão está directamente relacionada com a dosagem de cimento na mistura e tende para uma constante que depende da tensão de rotura da rocha constituinte do agregado. No caso de betões tradicionais, as tensões de rotura das rochas utilizadas como agregados são superiores a 60 MPa, pelo que geralmente não influenciam a tensão de rotura do betão (Coutinho, 1988). A resistência à fragmentação dos agregados é aferida segundo o ensaio de Los Angeles, indicando se estes são ou não condicionantes na resistência do betão. Na Tabela 2.3, são apresentados os valores da resistência ao desgaste de AP, das campanhas experimentais analisadas. Tabela Resistência ao desgaste de agregados primários Autor Desgaste Los Angeles [%] Gomes (2007) 28,5 Pereira (2009) 26,0 Fonseca (2009) 29,5 André (2012) 24,7 Em todas as campanhas analisadas, obtiveram-se valores coerentes, a rondar 27%. Estes valores são relativamente baixos dada a elevada resistência que os AP tendem a apresentar Absorção de água A absorção de água do agregado é determinada pela relação entre a perda de massa de uma amostra de agregado saturado de água, com as partículas com superfície seca, e a massa da amostra seca em estufa a 105 C, a massa constante. A absorção excessiva de água afecta de forma significativa a trabalhabilidade da mistura, diminuindo a relação água / cimento efectiva, que por sua vez pode afectar negativamente as 10

29 características mecânicas e de durabilidade do betão. Contudo, os agregados grossos correntes apresentam valores de absorção inferior a 1%, sendo que a pasta de cimento, que rapidamente envolve a partícula, impede o ingresso da água necessária para a saturação (Coutinho, 1988). Na Tabela 2.4, são apresentados alguns valores, relativos a campanhas experimentais de outros autores, da absorção de água dos AP. Tabela Absorção de água dos agregados primários Autor Absorção de água [%] Matias e Brito (2005) 0,79 Gomes (2007) 2,21 Ferreira (2007) 1,20 Fonseca (2009) 1,50 André (2012) 1,15 Xiao et al. (2005) 0,40 Etxeberria et al. (2007) 0,89 Rahal (2007) 0,68 Como seria expectável, os valores obtidos de outras campanhas, são em geral inferiores ou pouco superiores a 1%. No caso das campanhas de André (2012), Ferreira (2007) e Fonseca (2009), os valores são um pouco superiores a 1%, mas não o suficiente para se considerarem anormais. Na campanha de Gomes (2007), foi obtido um valor muito elevado, que se considera anómalo Forma das partículas A forma das partículas tem muita influência nas propriedades do betão, tais como a trabalhabilidade, o ângulo de atrito interno, a compacidade e, em última análise, todas as que dependem da quantidade da água da amassadura (Coutinho, 1988). Existem dois tipos de agregados, os britados que apresentam uma superfície irregular e arestas vivas e os rolados que apresentam faces arredondada. Deste ponto resulta que o ângulo de atrito interno do betão com agregados rolados é mais pequeno, o que conduz a maior trabalhabilidade e melhor arranjo das partículas, obtendo-se assim maior compacidade (Coutinho, 1988). Já os agregados britados, com forma irregular, produzem betões difíceis de compactar. Na Tabela 2.5, são apresentados os valores relativos ao índice de forma dos AP, das campanhas experimentais analisadas. Tabela Índice de forma para os agregados primários Autor Índice de forma [%] Fonseca (2009) 11,0 Etxeberria et al. (2007) 25,0 Mas et al. (2012) 25,0 Quanto mais alongados os agregados forem, maior será o índice de forma. Na tabela anterior, é possível observar que os valores apresentados são relativamente baixos, pelo que se pode dizer que os AP não tendem a ser alongados. 11

30 Estado da arte 2.2. Agregados reciclados Sabendo que a comparação de betões convencionais com betões com substituição total ou parcial de AGP por AGR, com a mesma composição volumétrica, curva granulométrica dos agregados e processo de fabrico, pode ser desfavorável para os BAGR, é importante comparar as propriedades que justifiquem este comportamento. Na comparação de AGR, obtidos a partir de elementos de betão, e AGP, existe uma grande diferença relacionada com a pasta endurecida que, no caso dos AGR, fica aderente aos agregados grossos originais. Esta pasta, constituída por finos primários e cimento, apresenta uma elevada absorção de água e uma reduzida massa específica que faz reduzir as propriedades dos agregados reciclados deste tipo. Pode-se dizer que, quanto maior for a proporção de pasta endurecida aderente aos AP originais, maiores serão as diferenças de desempenho entre os AGR e os AGP (Brito, 2005). Segue-se a comparação das propriedades dos agregados reciclados. Esta comparação não pode ser generalizada para qualquer tipo de AR, caso a sua origem seja desconhecida Massa volúmica e baridade A massa volúmica e a baridade dependem de alguns factores, referidos no capítulo dos agregados primários. Devido à pasta endurecida, com uma massa volúmica muito inferior à dos AGP, há uma diferença significativa na baridade dos AGR e AGP, sendo nos últimos mais elevada. Nos casos em que a pasta endurecida aderente às partículas aumenta, como é o caso da reciclagem repetitiva, a baridade dos AGR diminui, como seria de esperar. Quanto maior for a baridade dos agregados, melhor o desempenho do betão que estes incorporem, sendo deste modo, uma medida indirecta da sua qualidade (Brito, 2005). Nas Tabelas 2.6 e 2.7, são apresentados alguns valores de outras campanhas experimentais relativos à massa volúmica e baridade dos AGRB, respectivamente. Tabela Massa volúmica dos agregados reciclados de betão Autor Granulometria Massa volúmica [mm] [kg/m 3 ] Matias e Brito (2005) 4-25, Gomes (2007) 4-25, Ferreira (2007) 4-25, Fonseca (2009) 4-25, Xiao et al. (2005) 5-31, Etxeberria et al. (2007) 4-25, Rahal (2007) 9-19, Tabela Baridade dos agregados reciclados de betão Autor Granulometria [mm] Baridade [kg/m 3 ] Matias e Brito (2005) 4-25, Gomes (2007) 4-25, Ferreira (2007) 4-25, Fonseca (2009) 4-25, Xiao et al. (2005) 5-31,

31 Tanto na massa volúmica ( kg/m 3 ) como na baridade ( kg/m 3 ), existe alguma coerência de valores e, como era expectável, os valores da baridade são muito inferiores aos da massa volúmica. Comparando com os valores da massa volúmica e baridade dos AGP, os dos AGRB são significativamente inferiores. Tal deve-se à porosidade da pasta aderida aos AGRB, que é substancialmente mais leve Resistência mecânica No caso dos AGR de betão, e ao contrário do que acontece com os agregados leves ou cerâmicos, a resistência do betão não é significativamente condicionada pela resistência mecânica dos agregados. É no entanto de salientar que existe uma tendência dos AGR de apresentarem uma menor resistência ao esmagamento e ao desgaste do que os AGP, devido às características da pasta endurecida aderida, dependendo sempre da taxa de substituição de AGP por AGR de betão (Brito, 2005). Tabsh e Abdelfatah (2009), no estudo sobre a influência dos agregados grossos reciclados de betão nas propriedades mecânicas do betão, concluíram que a utilização de AGRB provenientes de betões de resistência à compressão superior a 50 MPa, origina BAGR comparáveis aos BR. Também indicam que, para agregados produzidos com betões mais fracos, existe uma maior diminuição da resistência à compressão e tracção. Padmini et al. (2009), no estudo da influência do tipo de betão para as propriedades do betão com agregados reciclados, indicam que, para obter uma resistência mecânica adequada, quando comparada com BR, a mistura de betão requer uma relação a/c mais baixa. A resistência ao desgaste dos AGRB, analisada em algumas campanhas experimentais, é apresentada na Tabela 2.8. Tabela Resistência ao desgaste de Los Angeles dos agregados grossos reciclados de betão Autor Desgaste Los Angeles [%] Figueiredo (2005) 43,0 Fonseca (2009) 42,7 Gomes (2007) 38,0 Comparativamente aos valores de resistência ao desgaste dos agregados primários, os valores para os agregados reciclados são aproximadamente 50% superiores. Tal deve-se à pasta endurecida aderida aos agregados, que é pouco resistente ao desgaste. No entanto, por serem inferiores a 50%, estes valores da resistência ao desgaste são ainda aceitáveis Absorção de água No caso dos AGP, que apresentam valores de absorção abaixo de 1%, a questão da absorção de água não é relevante. No entanto, no caso dos AGR, torna-se um ponto importante a considerar devido à sua porosidade. Com um aumento da absorção de água por parte do agregado, para o betão fresco não perder trabalhabilidade, a relação água / cimento sofre um aumento de modo a compensar o excesso de absorção, conduzindo a piores características mecânicas e de durabilidade do betão endurecido (Brito, 2005). Este aumento de absorção é tanto maior quanto maior for a taxa de substituição de AGP por AGR, como seria de esperar, 13

32 Estado da arte e quanto maior for o teor da massa endurecida. Está também relacionado com a superfície específica das partículas que, no caso dos AGR britados, é maior. Mas et al. (2012) indicam, no estudo sobre a influência do uso de AR em betão para uso não estrutural, que uma solução viável é a compensação da água absorvida na mistura, evitando a perda de trabalhabilidade causada pela absorção elevada dos AR. Ferreira (2007) confirmou que o efeito da présaturação influencia negativamente o desempenho mecânico do betão mas principalmente o desempenho de durabilidade, pelo que deve optar-se pela compensação da água na mistura. Padmini et al. (2009) indicam que a absorção de água dos ARGB aumenta com a resistência do betão que lhes deu origem e diminui com a máxima dimensão do agregado. Nesta campanha, a elevada absorção de água dos AGRB foi resolvida adicionando água à amassadura, conforme descrito em Os valores analisados, de campanhas experimentais de outros autores, da absorção de água, são apresentados na Tabela 2.9. Tabela Absorção de água de agregados reciclados de betão Autor Absorção de água [%] Matias e Brito (2005) 4,12 Gomes (2007) 8,49 Ferreira (2007) 5,80 Fonseca (2009) 6,10 Xiao et al. (2005) 9,25 Etxeberria et al. (2007) 4,45 Rahal (2007) 3,47 Os valores de absorção de água da Tabela 2.9, são muito mais elevados do que os dos AP. A variedade de valores pode estar relacionada com a origem dos AGRB e com a quantidade de pasta aderida aos agregados, que confere uma porosidade elevada e assim maior facilidade de absorção de água Forma das partículas O agregado reciclado é do tipo britado e apresenta em geral uma textura rugosa e porosa e uma forma alongada. A sua superfície e forma podem contribuir para um aumento de resistência da mistura mas conduzem a uma redução de trabalhabilidade, como consequência do aumento da superfície específica. Em comparação com os AGP, este efeito de redução da trabalhabilidade está relacionado com a absorção de água, referida nos parágrafos anteriores, devido à pasta agarrada aos agregados. Na Tabela 2.10, são apresentados valores do índice de forma para os AGRB. Tabela Índice de forma para os agregados grossos reciclados de betão Autor Índice de forma [%] Fonseca (2009) 24,3 Etxeberria et al. (2007) 28,0 Mas et al. (2012) 27,0 14

33 Os valores de índice de forma para os AGRB rondam 26% e são ligeiramente superiores aos valores dos AP. Pode-se portanto considerar que os AGRB são geralmente mais alongados do que os AP Propriedades do betão no estado fresco Na comparação de BR com BAR, é necessário que os betões divirjam no menor número possível de características. Dessas características destacam-se a curva granulométrica dos agregados, que deve ser idêntica, e a trabalhabilidade. Esta última, caso não seja o mais semelhante possível, dentro de um intervalo estabelecido, pode constituir-se como um factor de entropia que influenciará as propriedades do betão e dificultará a análise dos resultados Trabalhabilidade A trabalhabilidade é um conceito bastante vasto e está relacionada com o ângulo de atrito interno, a coesão, a viscosidade, a massa volúmica, a segregação e a exsudação. Como tal, é preferível não comparar betões com trabalhabilidades diferentes, pois o seu desempenho será afectado significativamente. Em comparações de BR e BAR, é importante conhecer a absorção de água por parte dos agregados e proceder à sua compensação, mantendo a relação a/c efectiva igual. Para compensar a maior absorção dos AR e conseguir a mesma trabalhabilidade nos BR e BAR, existem três vias possíveis no fabrico dos BAR (Brito, 2005): aumentar a relação água / cimento aparente, o que pode conduzir a um desempenho inferior por parte dos BAR, tanto mecânico como de durabilidade; aumentar o teor de ligante, uma medida com algumas limitações ambientais e que acresce o custo do produto; recorrer a adjuvantes. Em termos de trabalhabilidade, existem algumas diferenças relevantes que interessa mencionar. Esta será tanto menor quanto maior for a taxa de AP por AR, mantendo a relação água / cimento, pelos motivos já explicados. No caso de AGR de betão, existe a possibilidade de pré-saturação das partículas de modo a não ser necessário aumentar a relação água / cimento efectiva Massa volúmica A massa volúmica do betão fresco traduz a massa volúmica de cada um dos seus constituintes e o seu grau de compactação. Pode dizer-se que a diferença entre a massa volúmica de um BR e a de um BAR reside na diferença de massas volúmicas entre os AR e os AP, pois representam a maior parcela dos constituintes. Deste modo, quanto maior for a diferença entre massas volúmicas dos agregados, maior será a diferença de massa volúmica dos respectivos betões no estado fresco, variando também com a taxa de substituição de AP por AR (Brito, 2005). Segundo o mesmo autor, estas conclusões podem ser extrapoladas para o betão no estado endurecido. 15

34 Estado da arte Na Tabela 2.11, são apresentadas as massas volúmicas do betão no estado fresco de outras campanhas, para as diferentes taxas de substituição. Tabela Massa volúmica do betão no estado fresco, para as diferentes taxas de substituição Autor M BR M B20 M B50 M B100 [kg/m 3 ] [kg/m 3 ] [kg/m 3 ] [kg/m 3 ] Gomes (2007) * Ferreira (2007) Fonseca (2009) Xiao et al. (2005) Etxeberria et al. (2007) * * - Valores para uma taxa de substituição de 25% Na Tabela 2.11, é possível observar que existe uma diminuição gradual em função da taxa de substituição de AGP por AGRB, resultado da menor massa volúmica dos AGRB Propriedades do betão no estado endurecido Após comparação das propriedades dos betões no estado fresco, segue-se uma comparação de propriedades, relevantes para o actual trabalho, no estado endurecido Resistência à compressão Como referido, os agregados reciclados tendem a não influenciar significativamente a resistência à compressão, excepto no caso de betões de classes de resistência elevada (fora do campo de aplicação dos AR), ou casos em que a massa volúmica do agregado seja muito mais baixa do que o corrente. Assim, pode dizer-se que, mantendo a curva granulométrica dos agregados e a trabalhabilidade do betão fresco idênticas, as resistências entre os BR e os BAR são semelhantes. Segundo Brito (2005), é tanto mais assim quanto: menor for a taxa de substituição de AP por AR; mais a substituição incida nos AGR do que nos AFR; em relação aos AGR de betão, verifica-se que não afecta de forma relevante a resistência à compressão do BAGR; melhores as características do AR (AGR a partir de elementos de betão melhor do que a partir de cerâmicos); mais baixa for a classe de resistência do BR; mais a manutenção da trabalhabilidade não seja necessária, o que pode permitir não aumentar a relação água / cimento aparente; a manutenção da trabalhabilidade é conseguida através de adição de adjuvantes. No entanto, quando a taxa de substituição aumenta, a menor resistência à compressão dos AR relativamente aos AP, causada pela argamassa aderida aos AR, provoca uma diminuição da resistência dos BAGR. Nas Tabelas 2.12, 2.13 e 2.14, são apresentados os valores da resistência à compressão aos, 7, 28 e 56 dias, respectivamente, para as diferentes taxas de substituição e campanhas experimentais analisadas. 16

35 Tabela Resistência à compressão aos 7 dias, para as diferentes taxas de substituição Autor BR B20 B50 B100 [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Gomes (2007) 37,6-41,2 - Ferreira (2007) 43,4 49,1 43,3 40,8 Fonseca (2009) 43,1 43,0 42,0 42,8 Rahal (2007) 24, ,7 Tabela Resistência à compressão aos 28 dias, para as diferentes taxas de substituição Autor BR B20 B50 B100 [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Gomes (2007) 47,3 45,9* 49,8 49,6 Ferreira (2007) 57,3 57,1 51,8 48,2 Fonseca (2009) 49,3 48,3 48,4 47,7 Xiao et al. (2005) 35,9-29,6 26,7 Etxeberria et al. (2007) 35,5 38,8* 39,4 38,3 Kou et al. (2004) 66,8 62,4 55,8 42,0 Rahal (2007) 36, ,2 * - valores para uma taxa de substituição de 25% Tabela Resistência à compressão aos 56 dias, para as diferentes taxas de substituição Autor BR B20 B50 B100 [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Gomes (2007) 44,8-51,9 - Fonseca (2009) 49,0 48,6 51,1 50,6 Rahal (2007) 37, ,4 Etxeberria et al. (2007) concluem que existe uma diminuição entre 20 e 25% na resistência à compressão de betão com 100% de AGRB, para a mesma relação a/c e quantidade de cimento. Por conseguinte, para que o BAR atinja os mesmos valores à compressão do BR, seria necessário aumentar a quantidade de cimento, tornando-o uma solução pouco viável do ponto de vista económico e de sustentabilidade. Os valores apresentados na Tabela 2.13, dos autores referidos, foram obtidos para um BR com cerca de 20 a 25% menos cimento do que as restantes taxas de substituição. Ainda neste estudo, é indicado que a pasta aderida nos agregados reciclados é mais fraca. Consequentemente, a resistência à compressão pode ser estimada tendo em conta a resistência dos agregados reciclados e a sua pasta aderida. Os restantes estudos mostram que, para uma taxa de substituição de 20%, existe uma diminuição muito ligeira da resistência à compressão e em alguns casos a diminuição para a taxa de 100% pode representar perdas da ordem de 40% Resistência à tracção A resistência à tracção do betão é influenciada pela dosagem de cimento e pela relação água / cimento, sendo que aumenta com a primeira e diminui com a segunda (Coutinho, 1988). Sem que sejam alterados os dois últimos parâmetros, verifica-se que a tensão de rotura de tracção dos agregados não é afectada e pode-se verificar um efeito positivo pelo aumento da rugosidade superficial dos AGR de betão. Pode-se dizer que as tendências identificadas para a resistência à compressão, em particular a que tem a ver com a relação água / cimento, se mantêm para a tracção, embora de uma forma menos acentuada (Brito, 2005). 17

36 Estado da arte A resistência à tracção por compressão diametral, para as diferentes taxas de substituição, das campanhas experimentais analisadas, é apresentada na Tabela Tabela Resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias, para as diferentes taxas de substituição Autor BR B20 B50 B100 [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Gomes (2007) 3,23-3,23 3,08 Kou et al. (2004) 3,43 3,16 2,97 2,84 Etxeberria et al. (2007) 2,84 3,01 3,36 2,79 Etxeberria et al. (2007) apresentam valores onde a resistência à tracção aumenta para as taxas de substituição de 20 e 50%, diminuindo com a taxa de 100%. Kou et al. (2004) e Gomes (2007) chegam a valores expectáveis, com uma diminuição gradual ao longo da taxa de substituição, com perdas máximas a rondar 17% Módulo de elasticidade O módulo de elasticidade do betão é fundamentalmente influenciado pelo módulo de elasticidade da pasta de cimento e dos agregados finos e grossos, bem como pelas ligações estabelecidas entre os dois e o seu arranjo (Coutinho, 1988). Devido à pasta endurecida aderida aos AGR, mais deformável do que a rocha originária dos AGP, o que torna a rigidez dos AGP menor, o módulo de elasticidade nos BAR é menor. Comparando os BAR e os BR, a tendência relativa à resistência à compressão mantém-se para o módulo da elasticidade, ainda que de uma maneira mais acentuada, ou seja, quanto maior for a taxa de substituição de AP por AR, maior a diminuição do módulo de elasticidade (Brito, 2005). Os valores correspondentes ao módulo de elasticidade, para as diferentes taxas de substituição, das campanhas experimentais analisadas, são apresentados na Tabela Tabela Módulo de elasticidade aos 28 dias, para as diferentes taxas de substituição Autor BR B20 B50 B100 [GPa] [GPa] [GPa] [GPa] Gomes (2007) 40,9-36,7 28,6 Ferreira (2007) 35,6 34,4 33,5 28,3 Fonseca (2009) 41,5 41,1 37,9 32,4 Xiao et al. (2005) 28,0 20,0 16,0 15,0 Etxeberria et al. (2007) 32,1 32,8 32,5 29,8 Kou et al. (2004) 38,7 29,1 26,0 23,4 Em todos os trabalhos desenvolvidos, são apresentados valores coerentes, onde existe uma diminuição gradual ao longo das taxas de substituição, podendo chegar a diminuições entre 20 e 30% Resistência à abrasão A resistência à abrasão está relacionada com a dureza e rugosidade dos agregados grossos, aumentando com as mesmas, sendo a rugosidade maior nos AR do que nos AP. No entanto, a resistência à abrasão é condicionada pela resistência ao desgaste da pasta constituída pelos agregados finos e pelo cimento e a ligação entre esta e os agregados grossos. Como nesta 18

37 dissertação não se pretende substituir AFP por AFR, mas apenas AGP por AGR, a resistência à abrasão será muito semelhante entre os BR e os BAR. Para conseguir uma resistência ao desgaste das superfícies de betão superior, é necessário garantir aspectos como a diminuição da relação água / cimento e o aumento da dosagem de cimento, assim como evitar a perda prematura da água da pasta de cimento ou a excessiva fluidez da amassadura na superfície de betão (Coutinho, 1988). Para os BAR, a resistência à abrasão depende assim da relação água / cimento efectiva, da porosidade / irregularidade da superfície dos agregados e do teor em ligante. Na Tabela 2.17, é apresentado a perda de espessura pelo ensaio de resistência à abrasão, para as diferentes taxas de substituição, das campanhas experimentais analisadas. Tabela Perda de espessura pelo ensaio de resistência à abrasão aos 91 dias, para as diferentes taxas de substituição Autor BR B20 B50 B100 [mm] [mm] [mm] [mm] Fonseca (2009) * 1,9 1,9 2,1 1,8 Fonseca (2009) ** 1,8 1,8 1,9 1,6 Evangelista (2007) 2,25 2,4 ** - 1,8 * - cura em câmara húmida; ** - cura por imersão em água; *** - valores para uma taxa de substituição de 25% Em todos os casos analisados, pode-se concluir que o efeito da incorporação de AGRB não é monotónico. Contudo, tanto nos valores de Fonseca (2009) como de Evangelista (2007), regista-se uma menor perda para a taxa de incorporação de AGRB de 100% Resistência ao corte determinada com o ensaio slant shear Sendo a resistência ao corte determinada com o ensaio slant shear a propriedade preponderante deste estudo, este subcapítulo está estruturado de maneira diferentes dos anteriores. Inicia-se com um breve enquadramento das expressões de cálculo e apresentam-se alguns factores importantes que influenciam a resistência ao corte. Após uma explicação sobre o ensaio, procede-se à análise de estudos de outros autores. Como neste ensaio interessa estudar a tensão de corte e a influência da rugosidade, procede-se à análise das campanhas experimentais individualmente com o objectivo de entender o efeito de cada uma separadamente Enquadramento das expressões de cálculo Actualmente, considera-se que a resistência ao corte da interface entre betões de idades diferentes é devida a três importantes factores: coesão, atrito e efeito de ferrolho. A coesão e o atrito devem-se ao facto de, após o deslocamento inicial entre as duas camadas, a resistência ser garantida pelo imbricamento entre agregados (coesão) e pela rugosidade da superfície de interface (atrito) e o efeito de ferrolho deve-se à armadura que atravessa os elementos de betão (Júlio, 2009). As primeiras expressões de cálculo da resistência ao corte eram do tipo: 19

38 Estado da arte!! =!!! +!!! (2.1) onde, k e v 0 [MPa] - parâmetros determinados a partir de ensaios push-off; v u - resistência ao corte [MPa]; ρ - percentagem de armadura que atravessa a interface. Após algumas publicações na década de 1960, surge, em 1966, a primeira grande contribuição neste campo, por Birkeland e Birkeland, designada por teoria do corte-atrito. Esta teoria admite que a resistência ao corte da interface entre betões de idades diferentes depende apenas do atrito entre as duas superfícies que, ao deslizarem uma relativamente à outra, se afastam e, devido à rugosidade da superfície da interface, assume-se que a armadura que a atravessa entra em cedência (Júlio, 2009).!! =!!!!!!! (2.2) onde, f y - tensão de cedência da armadura [MPa]; µ - coeficiente de atrito; v u e ρ - definidos na equação 2.1. Em 1972, a segunda grande contribuição ficou conhecida por teoria do corte-atrito modificada, de Mattock e Hawkins, sendo importante referir as diferenças em relação à anterior:!! = !(!!!! +!!! ) (2.3) onde, σ n - efeito de acções exteriores na compressão da interface [MPa]; v u e ρ - definidos na equação 2.1; f y - definido na equação 2.2. Na qual o coeficiente de atrito assume o valor de 0.8, o efeito de acções exteriores na compressão da interface é considerado e a coesão é considerada, assumindo o valor de 1.38 MPa (Júlio, 2009). Em 1978, Loov apresenta uma expressão, na qual é considerada a resistência à compressão do betão:!!!! =!!!!!! +!!!!! (2.4) 20

39 onde, k - constante de valor 0.5 para interfaces inicialmente não fissuradas (Júlio, 2009); f c - resistência à compressão do betão mais fraco [MPa]; v u e ρ - definidos na equação 2.1; f y - definido na equação 2.2; σ n - definido na equação 2.3. Após algumas outras contribuições, Randl, em 1997, apresenta a terceira grande contribuição, onde são apresentados em separado os três parâmetros referidos (coesão, atrito e efeito de ferrolho):!! =!!!"! +!!!!!! +!!!!!!!!!!!!! (2.5) onde, α f - coeficiente relacionado com o efeito de ferrolho; τ coh - tensão devida à coesão causada pelo imbricamento dos agregados [MPa]; v u e ρ - definidos na equação 2.1; f y e µ - definidos na equação 2.2; σ n - definido na equação 2.3; f c - definido na equação 2.4. A expressão adoptada pelo recente Model Code 2010 resulta do trabalho de Randl:!! =!!!"! +!!!!!!!!! +!!! +!!!!!!!!!!!! (2.6) onde, k e α - parâmetros que têm em conta se os reforços ou conectores estão sujeitos a momentos flector e esforço axial simultaneamente; v u e ρ - definidos nas equações 2.1; f y e µ - definidos na equação 2.2; σ n - definido na equação 2.3; f ck - definido na equação 2.4; α f e τ coh - definido na equação 2.5; A Norma Portuguesa - Eurocódigo 2 parte 1-1 (NP EN , 2010) apresenta uma expressão para o cálculo da resistência ao corte de uma interface entre betões de idades diferentes, que pode ser reescrita da seguinte maneira:!!"# =!!!!"# +!!!!! +!!!!"! sin! + cos!! (2.7) onde, 21

40 Estado da arte v Rdi - resistência ao corte de uma interface entre betões de idades diferentes [MPa]; c - coeficiente de coesão; f ctd - tensão de rotura à tracção do betão mais fraco [MPa]; µ - coeficiente de atrito; σ n - tensão devida ao esforço normal exterior mínimo na interface [MPa]; ρ - percentagem de armadura que atravessa a interface; f yd - tensão de cedência da armadura [MPa]; α - ângulo da armadura de ligação [º]; A primeira parcela representa a contribuição por parte da coesão e a segunda a contribuição do atrito. Nesta expressão, o efeito de ferrolho não é considerado. Tanto os parâmetros de coesão como os de atrito estão relacionados com a rugosidade da superfície de interface. Em 2009, Santos propõe duas expressões para definir o coeficiente de coesão e o coeficiente de atrito:!! =! 1,062!!!"!,!"# (2.8)!!"!!! =! 1,366!!!"!,!"# (2.9)!!" onde, c d - coeficiente de coesão; µ d - coeficiente de atrito; R vm - profundidade média das depressões [mm]; γ coh - coeficiente parcial de segurança para o coeficiente de coesão; γ fr - coeficiente parcial de segurança para o coeficiente de atrito. As expressões foram obtidas ajustando a função de acordo com os valores experimentais, determinados para cinco tratamentos de superfícies diferentes: sem tratamento; escova de aço; jacto de areia; tratamento com bolas de aço; escova metálica. O autor também propõe os valores de 2,6 e 1,2 para os coeficientes parciais de segurança para o coeficiente de coesão e atrito, respectivamente. Em relação ao termo R vm, entende-se como depressões os pontos abaixo da linha média da rugosidade da superfície, para um determinado comprimento de leitura de rugosidade Influência dos diferentes parâmetros Existem alguns parâmetros que não são tidos em conta nas expressões do EC 2 e que influenciam a resistência ao corte da ligação betão com betão de idades diferentes. Estes parâmetros são a integridade e humidade do betão do substrato, a utilização de colas, a rigidez diferencial, a retracção diferencial, a fluência dos betões e a fadiga (Júlio, 2009). 22

41 Para garantir uma boa aderência à nova camada de betão, a integridade do betão de substrato deve ser verificada e deve garantir condições adequadas. Neste trabalho, por se tratarem de ensaios laboratoriais de provetes de idades jovens, apenas será necessária uma superfície constante de todos os provetes de modo a que não condicione a comparação dos resultados. A rugosidade da superfície é importante para garantir um boa ligação ao nível da interface betão-betão. A humidade do substrato é uma questão importante a tratar e não se trata de um assunto consensual entre os vários autores (Júlio, 2009). Na realização do trabalho, será tida em conta a proposta de Emmons (1994), que indica que o substrato deve estar saturado mas com superfície seca. Se tal não acontecesse, este poderia absorver água em excesso da nova camada de betão, o que resultaria numa má ligação ao nível da interface. No caso do substrato saturado, mas com superfície molhada, poderia igualmente resultar numa má ligação, devido ao impedimento da penetração do betão adicionado no existente (Júlio, 2009). Tendo em conta a retracção diferencial, é inevitável a geração de corte na interface entre betões de idades diferentes. Baseado em ensaios com provetes slant shear, o aumento da diferença de idades entre camadas de betão provoca um ligeiro aumento da resistência ao corte da interface, como justificado mais adiante, considerando diferentes condições de cura, diferenças de idades de betão e diversas condições de rugosidade (Júlio, 2009) Rugosidade A rugosidade é um parâmetro fundamental na ligação de betões de idades diferentes. Esta influencia directamente a tensão de corte resistente e depende do tratamento da superfície de interface. Para superfícies lisas, a rotura dá-se pela ligação, não tirando partido da resistência do betão, por se tratar de uma rotura adesiva. Para pequenos aumentos de rugosidade, o modo de rotura muda. Ao invés de haver rotura na ligação, esta passa a ser uma rotura por esmagamento do betão, ou seja, uma rotura coesiva (Austin et al., 1999). De modo a adoptar uma abordagem quantitativa para caracterizar a rugosidade superficial é necessário definir alguns parâmetros de rugosidade. Estes parâmetros são apresentados no capítulo correspondente à descrição do método de leitura da rugosidade. Podem ser utilizados métodos 2D ou 3D para leitura das superfícies, medindo as alturas da superfície, ou seja, a profundidade de cada ponto ao longo da superfície. Para o caso de leituras 2D, deve-se optar por uma quantidade adequada de leituras de modo a representar a superfície. As grandes vantagens, apresentadas por Santos e Júlio (2012), na leitura quantitativa são a capacidade de normalização de um método de quantificação da rugosidade e a definição do método mais adequado para cada superfície. Ajuda também a perceber as diferenças ou semelhanças de rugosidade em superfícies com tratamento iguais ou diferentes Ensaio slant shear O ensaio de corte inclinado, conhecido como slant shear, realizado de acordo com a BS EN 12615, é um ensaio bastante conhecido que tem como objectivo analisar a resistência da interface entre elementos de betão com idades diferentes. É adoptado devido ao facto de: 23

42 Estado da arte ser um ensaio sensível à preparação da superfície da interface (rugosidade), um dos parâmetros mais condicionantes da resistência da interface; tal como acontece nas estruturas correntes, a interface está sujeita a tensões de corte e compressão. Contudo, este ensaio apresenta inconvenientes relacionados com o facto de serem obtidos, geralmente, dois tipos de rotura distintos: adesiva (descolamento pela interface); coesiva (esmagamento do betão mais fraco). No caso da rotura coesiva, devido ao facto de esta ser controlada pela resistência à compressão do betão mais fraco e não pelas características do interface, é considerado que o valor obtido para a resistência ao corte da interface betão-betão é um limite inferior (Saldanha et al., 2012). Na Figura 2.1, é apresentada um ensaio slant shear com interface inclinada. Figura Ensaio slant shear com interface inclinada As expressões que definem a tensão média e normal na interface, indicadas na Figura 2.2, são (Saldanha et al., 2012):! cos! sin!! =! (2.10)!!! =!!!!"#!!!! (2.11) onde, a - dimensão da aresta da secção transversal do provete do ensaio slant shear [mm]; P - carga aplicada no ensaio slant shear [N]; α - ângulo entre a interface e a vertical no ensaio slant shear [º]; σ - tensão média normal à interface [MPa]; τ - tensão média de corte na interface [MPa]. 24

43 Figura Ensaio slant shear: a) dimensões características; b) tensões na interface (Saldanha et al., 2012) A quantificação da rugosidade é um assunto complexo que deve ser tratado com o devido cuidado. Existem vários métodos para o fazer, mas alguns deles são destrutivos, tornando-os em métodos não aplicáveis in situ. Para estudar o assunto, Júlio et al. (2004) realizaram o ensaio slant shear alterando as condições de rugosidade, mantendo todos os restantes parâmetros constantes, a mistura de betão e a idade. A rugosidade foi criada usando cinco técnicas diferentes: superfície betonada contra cofragem metálica; superfície tratada com escova de aço; superfície parcialmente picada; superfície parcialmente picada e saturada 24 h antes da betonagem da nova camada; superfície tratada com jacto de areia. Na Tabela 2.18, é apresentada a média dos valores obtidos para os provetes sujeitos ao ensaio de compressão e, na Tabela 2.19, é apresentada a média dos valores do ensaio slant shear, para cada tratamento da superfície de contacto. Como os ensaios foram realizados com a mesma mistura de betão em ambas as camadas de betão, a diferença entre os valores de tensão de rotura à compressão pode ser explicada pelas diferenças temperaturas e humidade relativa no laboratório durante os períodos de ensaios. Nos ensaios slant shear, o tratamento da superfície betonada contra cofragem metálica, o qual apresenta menores valores de tensão de corte da ligação e coeficiente de variação maior, é considerado o de referência. O ensaio slant shear que revelou uma maior tensão de rotura e menor coeficiente de variação foi realizado com a superfície tratada com jacto de areia. Também se conclui que a saturação da superfície 24 h antes da betonagem não apresenta qualquer efeito significativo na tensão de corte. 25

44 Estado da arte Tabela Tensão de compressão do betão (Júlio et al., 2004) Tensão de compressão Tratamento da superfície de contacto [MPa] Betão primário Betão adicionado Betonada contra cofragem metálica Tratada com escova de aço Parcialmente picado Parcialmente picado e saturada 24 h antes da nova betonagem Tratada com jacto de areia Tabela Resultados do ensaio slant shear (Júlio et al., 2004) Tratamento da superfície de contacto Tensão de corte da ligação [MPa] Coeficiente de variação [%] Betonada contra cofragem metálica Tratada com escova de aço Parcialmente partida Parcialmente partida e saturada 24 h antes da nova betonagem Tratada com jacto de areia Num outro trabalho, realizado por Santos e Júlio (2011), estudou-se a influência das condições de cura no comportamento monolítico da ligação. Os actuais regulamentos apenas consideram a resistência à compressão, a tensão normal da interface, a quantidade de reforço que atravessa a interface e a rugosidade do substrato para o estudo da resistência da ligação. No entanto, como as condições de cura são normalmente desprezadas, os efeitos da retracção e rigidez diferencial não são considerados. As condições de cura consideradas foram: cura em ambiente de laboratório; cura em ambiente exterior (não controlado). São apresentados, na Tabela 2.20, a média, o desvio padrão e o coeficiente de variação da temperatura e da humidade relativa. Condição de cura / período Laboratório, de Out a Fev Exterior, de Fev a Maio 2007 Tabela Temperatura e humidade relativa (Santos, 2011) Temperatura Humidade relativa Média [ C] Desvio padrão [ C] Coef. variação [%] Média [%] Desvio padrão [%] Coef. variação [%] 18,2 2,9 15,9 70,3 12,6 17,9 17,5 5,2 29,4 70,8 22,3 31,5 Foram estudados seis conjuntos de provetes, três para a condição de cura em laboratório, com betonagem da segunda camada aos 28, 56 e 84 dias, designadas de L28, L56 e L84, e três para a condição de cura em ambiente exterior, para a betonagem da segunda camada nos mesmos 26

45 dias, designadas de E28, E56 e E84. A diferente idade da segunda betonagem tem o intuito de estudar a retracção diferencial. A mistura de betão tem como base um cimento Portland tipo I 52,5R, de modo a obter um C50/60. Foram utilizados quatro tipos de agregados: areia fina; areia grossa; calcário fino; calcário grosso. A máxima dimensão do agregado foi fixada nos 19,1 mm. Os constituintes do betão foram calculados com base na curva de referência de Faury e são apresentados na Tabela Tabela Constituintes da mistura de betão (Santos, 2011) Constituinte Diâmetro Quantidade [mm] [kg/m 3 ] Areia fina 0,074 a 9, Areia grossa 0,074 a 9, Calcário fino 1,19 a 19,1 375 Calcário grosso 4,76 a 19,1 545 Cimento Adjuvante - 3,675 Água A retracção foi registada através de uma medição das deformações em dois provetes, usando um transdutor. A evolução da retracção é apresentada na Figura 2.3, na qual é possível retirar que os valores teóricos de acordo com o Eurocódigo 2 são muito penalizantes. Deformação (x10-6 ) Laboratório (exp) Laboratório (EC2) Exterior (exp) Exterior (EC2) Dias Figura Evolução da deformação de retracção (Santos, 2011) Foram consideradas as seguintes condições para a superfície de contacto entre os betões de idades diferentes: superfície betonada contra cofragem metálica (CM); superfície tratada com escova de aço (EA); 27

46 Estado da arte superfície tratada com jacto de areia (JA); superfície tratada com jacto de pequenas bolas de aço (shotblasting) (JBA); superfície tratada com raspagem manual (hand scrubbing) (RM). Na Tabela 2.22, são apresentados os valores da tensão de rotura à compressão, relativa a cada tipo de provete e para os dias em que cada camada foi ensaiada. Tipo de provete L28 L56 L84 E28 E56 E84 Tabela Resultados do ensaio de compressão (Santos, 2011) Tensão de Coeficiente Camada de compressão de variação betão [MPa] [%] Idade [dias] Substrato 79,3 6,03 56 Adicionada 66,4 3,18 28 Substrato 86,0 3,50 84 Adicionada 80,5 1,12 28 Substrato 86,4 2, Adicionada 72,6 5,27 28 Substrato 78,9 6,88 56 Adicionada 68,3 1,05 28 Substrato 77,6 1,98 84 Adicionada 71,1 5,30 28 Substrato 81,9 0, Adicionada 69,9 6,17 28 Na Tabela 2.23, são apresentados os valores experimentais do ensaio slant shear, para cada tipo de provete e preparação da superfície de interface. Na análise aos valores obtidos para o ensaio slant shear, era expectável um aumento da tensão de rotura com o aumento da rugosidade. Observa-se que, com o aumento da diferença de idade entre as camadas de betão, a resistência da ligação aumenta, resultado contrário ao esperado pelos investigadores. O aumento da diferença de idades implica um aumento da retracção diferencial entre camadas de betão, pelo que aumentam os esforços na interface. Conclui-se que o aumento dos esforços na interface tem um efeito benéfico na ligação, devido às tensões que a retracção diferencial provoca na interface. Num estudo teórico e experimental de Austin et al. (1999) de argamassas de reparação de areia / cimento aplicadas sobre uma superfície de betão, apresentado na Figura 2.4, os tipos de rugosidade analisados foram: SD - smooth and dry (lisa e seco); SW - smooth and wet (lisa e húmido); SND - smooth needlegunned and dry (martelamento de agulhas suave e seco); SNW - smooth needlegunned and wet (martelamento de agulhas suave e húmido); CrD - cracked and dry (fendilhado e seco); CrW - cracked and wet (fendilhado e húmido). 28

47 Tipo L28 L56 L84 E28 E56 E84 Tabela Ensaios experimentais do ensaio slant shear (Santos, 2011) Preparação da superfície Média [MPa] Ensaio slant shear Coeficiente de variação [%] Modo de rotura CM 10,47 38,31 Adesiva EA 11,96 15,71 Adesiva JA 18,52 25,13 Adesiva JBA 22,77 14,62 Adesiva e coesiva RM 25,39 14,68 Coesiva CM 10,42 11,66 Adesiva EA 15,59 21,42 Adesiva JA 19,33 24,52 Adesiva JBA 24,86 4,49 Adesiva e coesiva RM 23,39 2,07 Adesiva e coesiva CM 19,39 18,15 Adesiva e coesiva EA 20,51 9,77 Adesiva JA 23,06 6,78 Adesiva e coesiva JBA 25,00 4,28 Adesiva e coesiva RM 26,86 3,56 Coesiva CM 8,74 15,39 Adesiva EA 10,09 28,43 Adesiva e coesiva JA 10,57 15,44 Adesiva e coesiva JBA 11,99 23,01 Coesiva RM 12,45 6,73 Coesiva CM 10,27 11,32 Adesiva e coesiva EA 11,91 20,23 Adesiva JA 13,61 10,05 Adesiva e coesiva JBA 14,79 8,65 Coesiva RM 17,73 22,72 Adesiva e coesiva CM 13,88 11,04 Adesiva EA 14,24 20,59 Adesiva JA 15,31 28,56 Adesiva e coesiva JBA 17,00 18,44 Adesiva e coesiva RM 20,79 7,29 Adesiva e coesiva Retira-se a conclusão de que apenas as superfícies lisas apresentam rotura pela ligação. Com pequenos aumentos da rugosidade na superfície preparada com o martelo de agulhas, o modo de rotura altera-se, passando a ser uma rotura por esmagamento do betão (Austin et al., 1999). No mesmo estudo, é comparado também o ângulo da interface com a razão entre a tensão de rotura e a força de aderência, tal como apresentado na Figura 2.5. Este estudo apresenta ângulos críticos para a superfície lisa, média rugosa e rugosa de 27, 23 e 19 respectivamente. Analisando a Figura 2.5, para ângulos da interface de 30 (valor adoptado no presente trabalho), a superfície rugosa apresenta valores muito superiores de tensão, relativamente ao ângulo crítico de 19, aumentando a probabilidade de rotura coesiva em relação à rotura adesiva. Também se conclui que, para ângulos muito superiores ao ângulo crítico, a razão entre a tensão de rotura e a força de aderência aumenta abruptamente, de modo 29

48 Estado da arte a que, para ângulos elevados, a rotura é claramente coesiva. Apesar de se tratar de um estudo relativo a argamassas de areia / cimento de reparação de elementos de betão, Naderi (2009) refere que os padrões de rotura dos prismas de argamassa areia / cimento são semelhantes aos prismas de betão sobre compressão, excepto que, para os elementos de betão, as fendas acompanham as fronteiras entre os agregados grossos e a pasta de cimento. Tensão do ensaio slant shear [MPa] Areia / cimento I Areia / cimento II Condições da superfície Modo de rotura L - ligação; restantes por rotura do material σ c - Resistência à compressão da reparação Figura Efeito das condições da superfície na tensão do ensaio slant shear, adaptado de Austin et al. (1999) Razão entre a tensão de rotura e a força de aderência Liso Médio rugoso Rugoso Ângulo da interface (graus) Figura Influência do ângulo e rugosidade da interface na tensão de rotura, adaptado de Austin et al., (1999) No estudo realizado por Santos et al. (2007), é analisada a correlação entre a resistência ao corte entre betões e a rugosidade da superfície do substrato. Foram executados provetes prismáticos com mm 2 de base e 400 mm de altura com um ângulo com a vertical de 30º e três tratamentos de superfície diferentes: betonagem contra superfície metálica, tratamento com escova de aço e tratamento com jacto de areia. 30

49 Na Tabela 2.24, são apresentados os valores dos parâmetros de rugosidade para os diferentes tratamentos de superfície, na Tabela 2.25, são apresentados os valores das tensões de corte para os distintos tratamentos da superfície e na Tabela 2.26, são apresentados os coeficientes de correlação entre os parâmetros de rugosidade, descritos no ponto 3.7.6, e as tensões de corte e normal. Tabela Parâmetros de rugosidade para os diferentes tratamentos de superfície (Santos et al. 2007) Parâmetros de rugosidade Tratamento da superfície [mm] Sem tratamento Escova de aço Jacto de areia Rugosidade média R a 0,031 0,099 0,203 Média das amplitudes máximas R z(din) 0,213 0,403 0,797 Máxima amplitude R max 0,370 0,708 0,994 Média dos 10 pontos mais elevados R z(iso) 0,293 0,605 1,088 Altura de rugosidade máxima R y 0,370 0,847 1,231 Altura média dos picos R pm 0,083 0,160 0,401 Altura máxima de pico R p 0,132 0,282 0,527 Profundidade média das depressões R vm 0,130 0,243 0,396 Profundidade máxima de depressão R v 0,238 0,565 0,704 Tabela Tensão de corte para os diferentes tratamentos de superfície (Santos et al. 2007) Tensão de corte [MPa] Sem tratamento Escova de aço Jacto de areia Mínima 0,71 9,07 12,93 Média 1,30 10,67 14,13 Máxima 1,31 11,57 16,11 Tabela Coeficiente de correlação entre os parâmetros de rugosidade e as tensões de corte e normal (Santos et al. 2007) Coeficiente de Parâmetros de rugosidade correlação (R 2 ) Tensão de corte Rugosidade média R a 0,9283 Média das amplitudes máximas R z(din) 0,8966 Máxima amplitude R max 0,9776 Média dos 10 pontos mais elevados R z(iso) 0,9271 Altura de rugosidade máxima R y 0,9805 Altura média dos picos R pm 0,8535 Altura máxima de pico R p 0,9219 Profundidade média das depressões R vm 0,9401 Profundidade máxima de depressão R v 0,9995 Santos et al. (2007) concluíram que é possível relacionar os parâmetros de rugosidade com a tensão de corte do ensaio slant shear, com base nos valores do coeficiente de correlação que, neste estudo, são bastante elevados, assumindo uma relação linear. Ainda, noutro estudo de Santos e Júlio (2008), foi comparado o método do laser com o tratamento de imagem digital, no qual se concluiu que o método do laser é mais preciso, conduzindo a resultados mais reais e apresenta uma maior facilidade de transporte e avaliação 31

50 Estado da arte in situ, sendo também uma grande vantagem o facto de ser um ensaio não destrutivo. Neste estudo, foram comparados duas sondas laser, uma com precisão de 10 µm e outra com precisão de 60 µm. O de 10 µm provou ser mais fiável, apresentado valores maiores e mais precisos do que o de 60 µm. Deste modo, para superfícies lisas e muito lisas, a resolução do laser deve ser cuidadosamente escolhida. Da pesquisa bibliográfica e efectuada sobre ensaios slant shear, não foram encontrados quaisquer estudos sobre resistência ao corte entre betões normais e betões com agregados reciclados. Como tal, o presente trabalho constitui um estudo pioneiro. 32

51 3. Campanha experimental 3.1. Introdução Neste capítulo, são descritos os ensaios adoptados na campanha experimental, respeitando as respectivas normas e especificações, de modo a avaliar a influência da taxa de substituição de AGP por AGR, no desempenho mecânico de BR e BAGR e na resistência ao corte entre BR e BAGR, através do ensaio slant shear. Os ensaios foram divididos em três grupos: ensaios realizados aos agregados, permitindo caracterizá-los e estudar os seus efeitos no comportamento do betão; ensaios efectuados ao betão no estado fresco, possibilitando o controlo da trabalhabilidade na classe S3 (125 ± 10 mm), de modo a que não seja uma propriedade variável; ensaios executados ao betão no estado endurecido, de modo a conhecer o comportamento do betão, as suas propriedades e determinar a sua influência na resistência ao corte. No ensaio de resistência ao corte, são consideradas três condições de rugosidade: liso, betonagem contra superfície de contraplacado marítimo; moderadamente rugoso, definido pelo tratamento com escovas de aço; rugoso, definido pelo tratamento com martelo de agulhas. Para cada tipo de rugosidade e ensaio de caracterização, existem 4 taxas de substituição: 0% de substituição - BR; 20% de substituição (BAGRB) - B20; 50% de substituição (BAGRB) - B50; 100% de substituição (BAGRB) - B100. Segundo a especificação LNEC E471 (2009), para aplicações em betão armado é utilizada a taxa máxima de incorporação de 20%, para classes de resistência compreendidas entre C20/25 e C35/45 e para classes de exposição específicas. No entanto, para casos em que os agregados grossos reciclados sejam constituídos por mais de 90% de betão, a percentagem máxima de incorporação é de 25% e a classe de resistência pode ir até C40/50. Assim sendo, é importante conhecer o comportamento para a taxa limite indicada na especificação do LNEC. A taxa de 100%, o máximo valor possível, refere-se a betões para soluções menos exigentes e nas quais esta taxa é permitida. Deste modo, é possível tirar conclusões acerca das vantagens e desvantagens da substituição total dos AGP por AGR. A taxa de 50% aplica-se a este trabalho com o objectivo de funcionar como ponto de ligação entre as outras taxas de substituição e permitir uma extrapolação de resultados para as restantes taxas de substituição. 33

52 Campanha experimental 3.2. Planeamento da campanha experimental A campanha experimental está dividida em quatro fases fundamentais, que permitiram uma melhor organização e gestão de todo o trabalho executado ª fase experimental A primeira fase da campanha experimental consistiu na preparação do material necessário para a realização dos ensaios. Foi necessário calcular a quantidade necessária de betão de origem (BO) a encomendar, bem como os agregados naturais, areia e cimento. Os AGRB foram produzidos a partir do BO, recorrendo à britadeira com abertura de maxilas n.º 6, uma vez que, segundo Gomes (2007), se revela ideal para a maximização de agregados grossos reciclados de betão ª fase experimental Esta fase da campanha experimental destinou-se à caracterização dos agregados grossos, tanto os reciclados de betão como os primários. Os ensaios realizados e as respectivas normas foram: análise granulométrica - NP EN (2000) e NP EN (1999); determinação da massa volúmica e absorção de água - NP EN (2003); análise da massa volúmica aparente - NP EN (2002); determinação do teor de humidade - NP EN (2011); determinação do índice de forma - NP EN (2008); ensaio de desgaste de Los Angeles - NP EN (2011) ª fase experimental Nesta fase, pretendeu-se acertar a composição de cada um dos betões para obter uma trabalhabilidade adequada, de modo a garantir a fluidez apropriada do material e para que não existisse separação dos materiais constituintes do mesmo. A trabalhabilidade foi mantida na classe de abaixamento S3 (100 a 150 mm), para que esta variável fosse igual para todos os betões ensaiados. Deste modo, as conclusões relativas aos ensaios serão independentes da trabalhabilidade sendo função apenas das taxas de substituição. Na realização deste trabalho, impôs-se o resultado do ensaio de abaixamento em 125 ± 10 mm. Foi necessário ter em conta a maior absorção de água pelos AR na formulação dos betões. Existem dois processos de resolução do problema: pré-saturação dos AGRB ou acrescentar água durante o processo de amassadura. Segundo Ferreira (2007), a pré-saturação dos AGRB é ligeiramente prejudicial ao desempenho mecânico e de durabilidade do betão. Tendo isso em conta, resolveu-se o problema adicionando mais água à amassadura com o objectivo de controlar os efeitos da absorção de água dos AGRB. Este processo está descrito no subcapítulo Os ensaios realizados nesta fase ao betão no estado fresco foram: 34

53 ensaio de abaixamento (cone de Abrams) - NP EN (2009); determinação da massa volúmica - NP EN (2009) ª fase experimental A última fase constitui na realização dos ensaios de comportamento do betão, com o objectivo de avaliar o desempenho mecânico dos diferentes tipos de betões. Os ensaios realizados ao betão no estado fresco foram: ensaio de abaixamento (cone de Abrams) - NP EN (2009); determinação da massa volúmica - NP EN (2009). Para o betão no estado endurecido, foram efectuados os seguintes ensaios: resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias - NP EN (2011); resistência à tracção, por compressão diametral - NP EN (2011); resistência ao desgaste - DIN (2002); módulo de elasticidade aos 28 dias - LNEC E397; resistência ao corte pelo ensaio slant shear - BS EN (1999) Formulação dos betões Betão de referência Para calcular as diferentes componentes do betão produzido, foi utilizado o método de Faury. Este processo permite compatibilizar todos os betões produzidos, de modo a que as exigências de resistência e durabilidade sejam cumpridas. Com base na norma NP EN (2007), definiram-se alguns pressupostos para o cálculo do betão de referência: classe de resistência: C30/37; classe de consistência: S3 (100 a 150 mm); máxima razão água / cimento: 0,55; mínima dosagem de cimento: 280 kg/m 3 ; ligante: CEM I 42,5 R, SECIL; máxima dimensão do agregado: 22,4 mm; água de amassadura: potável da rede de abastecimento pública; local de fabrico: laboratório; método de compactação: vibração mecânica normal; medição dos vários constituintes: pesagem Máxima dimensão do agregado A máxima dimensão do agregado é fundamental para definir a curva granulométrica e deve ser definida de modo a garantir que não ocorre o efeito de parede. Este fenómeno é definido pela migração das partículas mais finas do interior do betão para junto das superfícies confinantes ou armaduras, de forma a ocuparem os vazios deixados pelo contacto dos agregados grossos com essas superfícies. A consequência de tal efeito é a alteração da 35

54 Campanha experimental compacidade do betão, conduzindo ao empobrecimento da massa do interior e, inevitavelmente, a uma perda de resistência. Segundo Faury, este efeito pode ser desprezado se for respeitada a seguinte expressão:!!á! <! 4 3!! (3.1) onde, R - raio médio do molde (quociente entre o volume a preencher de betão e a superfície da parede confinante do betão); D máx - máxima dimensão do agregado. Foi calculado o raio médio do molde para cada um que é apresentado na Tabela 3.1. Pela análise desta tabela, pode-se concluir que os provetes cúbicos são os que condicionam a máxima dimensão do provete. No entanto, o valor adoptado para o diâmetro máximo do agregado é 22,4 mm, utilizando a série base mais a série 1 de peneiros, definida segundo a norma NP EN (2002), apresentada na Tabela 3.2. Tabela Raio médio do molde e dimensão máxima do agregado para cada tipo de provete Dimensões Superfície confinante Volume do provete Raio D máx Provetes [mm] [dm 2 ] [dm 3 ] [mm] [mm] Prisma 150 x 150 x ,5 1012,5 32,1 42,9 Cilindro Φ150 x ,7 530,1 30,0 40,0 Cubo 150 x 150 x ,5 337,5 25,0 33,3 Tabela Abertura dos peneiro da série base mais a série 1 Malha N.º do peneiro da série base [mm] 9 31,5 22, , , Valor médio de tensão de rotura à compressão Para uma classe de resistência C30/37, os provetes cúbicos apresentam um valor característico de resistência à compressão de 37 MPa, aos 28 dias de idade. Segundo Nepomuceno (1999) e conhecendo o valor característico de resistência à compressão, é possível estimar o valor médio de resistência à compressão através da seguinte expressão:!!" =!!!" +!!!!! (3.2) 36

55 onde, f cm - valor médio de resistência à compressão (MPa); f ck - valor característico de resistência à compressão (MPa);! - parâmetro estatístico que depende do número de amostras; S n - desvio padrão (MPa). Na Tabela 3.3, apresentada por Nepomuceno (1999), é indicado o valor do desvio padrão em função do modo de medição dos componentes e do grau de controlo da produção do betão. O valor de!, segundo Nepomuceno (1999), é aproximadamente 1,64. Conhecendo todos os valores, o valor da resistência média à compressão é:!!" =!!!" +!!!!! = ,64!!4,4 = 44,2!!"# (3.3) Tabela Valor do desvio padrão em função do grau de controlo da produção e modo de medição dos componentes do betão (Coutinho, 1988) Medição dos componentes Cimento Peso (servomecanisco) Peso Peso Volume Agregado Peso (servomecanisco) Peso Volume Volume Grau de controlo da produção Desvio padrão [MPa] Fraco 5,6 Normal 4,6 Bom 3,6 Fraco 6,5 Normal 5,4 Bom 4,4 Fraco 7,2 Normal 6 Bom 4,7 Fraco 7,6 Normal 6,5 Bom 5, Volume de vazios Segundo a norma 613 do ACI (American Concrete Institute), a estimativa do volume de vazios pode ser obtida em função da máxima dimensão do agregado, apresentado na Tabela 3.4. Tabela Estimativa do volume de vazios em função da máxima dimensão do agregado (Coutinho, 1988) Máxima dimensão do agregado (D máx ) [mm] 37 Volume de vazios (V v ) [litros por cada m 3 de betão]

56 Campanha experimental Para o valor adoptado para a dimensão máxima do agregado, 22,4 mm, tem-se que o volume de vazios é 17,4 l/m 3, calculado por extrapolação directa Índice de vazios O índice de vazios (I v ) corresponde à soma dos volumes de água e vazios, por unidade de volume de betão, logo após betonagem. A expressão de cálculo do índice de vazios de Faury é:!! =!!! +!!!!! 0,75 (3.4) onde, K, K - parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da trabalhabilidade pretendida e dos meios de colocação; R - raio médio do molde que contém o betão, em mm; D - máxima dimensão do agregado, em mm. Os valores de K e K, são definidos na Tabela 3.5. Tabela Valores dos parâmetros K e K' para a determinação do índice de vazios (Coutinho, 1988) Trabalhabilidade Meios de colocação Agregado grosso rolado Valores de K Natureza dos agregados Areia rolada Agregado grosso britado Areia e agregado grosso britado Valores de K' Terra húmida Vibração muito potente e possível 0,24 0,25 0,27 0,002 compressão Seca Vibração potente 0,25 a 0,27 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,003 Plástica Vibração média 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,30 a 0,34 0,003 Mole Apiloamento 0,34 a 0,36 0,36 a 0,38 0,38 a 0,40 0,003 Fluida Sem nada 0,36 0,38 0,40 0,004 Sabendo que os tipos de agregados a serem utilizados são areia rolada e agregados grossos britados e que a trabalhabilidade do betão fresco é de classe S3, os valores das incógnitas da expressão do índice de vazios são: K = 0,36; K = 0,003; D = 22,4 mm; R = 25 mm. Conhecendo estes valores, o valor do índice de vazios é: 0,36!! =!! + 0,003 = 22,4 25 0,201!!! /!!! = 201!!/!! 22,4 0,75 (3.5) 38

57 Dosagem de água de amassadura A quantidade de água de amassadura pode ser determinada, sem grande erro, subtraindo o volume de vazios (volume de ar no interior do betão) ao índice de vazios (volume de material não sólido), tal que:! =!!!!!! (3.6) onde, A - dosagem de água de amassadura (l/m 3 ); I v - índice de vazios de Faury (l/m 3 ); V v - volume de vazios presentes no betão (l/m 3 ). Deste modo, conhecendo os valores do índice de vazios e volume de vazios, a dosagem de água é:! =!201!17,4 = 183,6!!/!! (3.7) Dosagem de cimento No cálculo da dosagem de cimento, opta-se por utilizar a fórmula proposta por Feret, em 1892, que relaciona a dosagem de cimento, a dosagem de água e o volume de vazios com a resistência média à compressão, dada por:!!" =!!!!! +! +!!! (3.8) onde, f cm - resistência à compressão média do betão, em MPa; K - parâmetro de Feret; A - dosagem de água; C - dosagem de cimento; V v - volume de vazios. O parâmetro de Feret, segundo André (2012), citando Popovics (1998), é um parâmetro empírico que depende das unidades utilizadas e de todos os factores que influenciam a resistência do betão, excepto a razão cimento - pasta. Para um cimento 42,5R sem adições, este assume um valor entre 315 e 350, aos 28 dias. Substituindo na expressão: 44,2 = 315!!!!á! 0,1836 +!!á! + 0,0174!!!á! = 0,12 (3.9) 39

58 Campanha experimental!!"# 44,2 = 350!!! 0,1836 +!!"# + 0,0174!"# = 0,111 (3.10) Adoptando uma massa volúmica do cimento de 3050 kg/m 3, a dosagem de cimento obtida em massa por unidade de volume é:!!!á! = 0,12!!3050 = 366!!"/!! (3.11)!!"# = 0,111!!3050 = 338,6!!"/!! (3.12) Com base neste valores, opta-se por definir uma dosagem de cimento de 350 kg/m Relação água / cimento A relação de água / cimento é definida pelo quociente entre a dosagem de água de amassadura, em kg/m 3, e a dosagem de cimento, em kg/m 3. Esta apresenta uma enorme importância nas propriedades do betão no estado fresco e estado endurecido. Como tal, a água a adicionar deve ser a suficiente para garantir a hidratação do ligante e assegurar uma trabalhabilidade adequada. Conhecendo os valores de água de amassadura e dosagem de cimento, a relação a/c é dada por:!! = 183,6 = 0,52 (3.13) Volume das partículas de cimento O volume de partículas de cimento que ocupam um metro cúbico de betão é dado por: onde, V c - volume das partículas de cimento (m 3 /m 3 de betão); C - dosagem de cimento (kg/m 3 de betão);!! - massa volúmica do cimento (3050 kg/m 3 ). Assim, o volume ocupado pelo cimento é:!! =!!!! (3.14)!! =!!!! = = 0,115!!! /!! (3.15) Volume de agregados O volume de agregados pode ser obtido por: Substituindo pelos valores calculados anteriormente: 1 =!!! +! +!! +!! (3.16) 40

59 1 =!0, , ,0174 +!!!!! = 0,684!!! /!! (3.17) Volume de partículas sólidas O volume de partículas sólidas corresponde ao volume ocupado pelo cimento e agregados. Como tal, é calculado pela seguinte expressão:!! =!! +!! = 0, ,684 = 0,799!!! /!! (3.18) Percentagem de cimento relativamente ao volume de sólidos total A percentagem de cimento relativa ao volume total é calculada pela seguinte expressão:! % =!!!100 = 0,115!!100 = 14,4% (3.19)! 0, Curva de referência de Faury As curvas de referência permitem calcular a composição granulométrica ideal, ou seja, determinar as quantidades ponderadas de cada um dos agregados na composição final do betão, para que a compacidade da mistura seja máxima. Recorre-se à curva de referência de Faury, de modo a determinar a percentagem de material retido em cada peneiro. As percentagens determinadas pela curva referem-se apenas ao volume de sólidos ocupado pelas partículas sólidas do betão e não ao volume total de betão. A curva de referência de Faury é constituída por dois segmentos de recta que são representados num diagrama em que as ordenadas e as abcissas têm o mesmo significado da curva granulométrica. A abcissa é representada entre os valores 0,0065 mm (Nepomuceno, 1999) e o D máx e tem uma escala proporcional à raiz quinta das dimensões das partículas. A ordenada tem uma escala linear que corresponde à percentagem de material que passa em cada peneiro. Os três pontos que definem a curva de referência de Faury, são apresentados na Tabela 3.6. Tabela Coordenadas dos pontos de referência da curva de Faury Abcissa Ordenada Ponto [mm] [%] 1 0, D/2 P D/2 3 D 100 Ponto 1 Abcissa: 0,0065 mm Ordenada: 0,0% Ponto 2 41

60 Campanha experimental Abcissa:!!á! 2 = 22,4 2 = 11,2!!! (3.20) Ordenada:!!!/! =! + 17!!!á!! +!! 0,75!á! (3.21) onde, A e B - são parâmetros que dependem da natureza dos agregados, do meio de colocação e da consistência do betão; R - raio médio do molde (mm); D - máxima dimensão do agregado (mm);!!/! - Percentagem do material sólido total que passa no peneiro D/2. Na Tabela 3.7, são apresentados os valores dos parâmetros necessário para definir a ordenada do ponto 2, apresentada na seguinte expressão:!!!/! = ! 22,4 2 + = 67,1% 25 22,4 0,75 (3.22) Tabela Valores dos parâmetros A e B em função da trabalhabilidade e meios de colocação do betão (Coutinho, 1988) Trabalhabilidade Meios de colocação Agregado grosso rolado Valores de A Natureza dos agregados Areia rolada Agregado grosso britado Areia 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 Ponto 3 Abcissa: D máx = 22,4 mm Ordenada: 100% 42

61 Para determinar a percentagem de cada fracção granulométrica, é necessário descontar a contribuição do cimento à curva de Faury, por esta ser referente ao total de partículas sólidas da mistura. São apresentadas, na Tabela 3.8, as coordenadas da curva de Faury com e sem a contribuição de cimento e, na Figura 3.1, a curva de Faury sem contribuição do cimento. Tabela Coordenadas da curva de Faury com e sem cimento Abcissa [mm] Ordenada [%] Ordenadas descontando o cimento (14,4%) [%] Restabelecimento para 100% [%] D máx 22,4 100,0 85,6 100,0 D máx /2 11,2 67,1 52,7 61,6 d i 0,125 15,7 1,3 1,6 Percentagem de material passado [%] 100,0 90,0 80,0 70,0 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0 0,1 1,0 10,0 Dimensão do agregado [mm] Figura Curva de Faury sem cimento Composição do betão de referência As quantidades dos diferentes componentes do betão de referência podem ser obtidas através dos parâmetros determinados. Como as curvas de referência de Faury são lineares, é necessário determinar as equações dos dois segmentos de recta que a definem, para obter a percentagem de material acumulados passados nos diferentes intervalos granulométricos. As equações são dadas por: onde, P(d) - percentagem de material acumulado passado; d - raiz quinta da dimensão das partículas; a - declive da recta; b - ordenada na origem. Os coeficientes a e b podem ser determinados por:!! =!!!! +! (3.23)! =!!(!)! (3.24)! =!!!!!! (3.25) 43

62 Campanha experimental Os coeficientes para as duas rectas são definidos na Tabela 3.9. Tabela Coeficientes a e b das equações das curvas de Faury Segmento de recta a b D compreendido entre 0,0065 a 11,2 mm 64, ,4872 D compreendido entre 11,2 a 22,4 mm 147, ,8133 Através das equações definidas pelos coeficientes calculados, é possível determinar a percentagem de material acumulado passado, para cada abertura de malha, indicado na Tabela Esta distribuição de percentagens é a que permite maximizar a compacidade, segundo a curva de referência de Faury. Tabela Percentagem de material acumulado passado Abertura da malha Material acumulados [mm] passados [%] 22,4 100, ,2 11,2 64,6 8 57,7 5,6 51,0 4 45,0 2 33,9 1 24,3 0,5 15,9 0,25 8,6 0,125 2,3 0,0625-3,3 A percentagem de material retido em cada intervalo de peneiros é dada por: %!"#$%&!!"#"$%&!! = %!! %!!!! (3.26) onde, %m i e %m i-1 - percentagem de material acumulado passado no peneiro i e i-1, respectivamente. De acordo com a percentagem de material retido em cada intervalo de peneiros, é possível determinar o volume retido, no respectivo intervalo, dado por:!! = %!"#$%&!!"#"$%&!!!!!! 100 (3.27) Na Tabela 3.11, são apresentados os valores da composição do betão de referência. 44

63 Tipo de agregado Agregados grossos Agregados finos Tabela Composição do betão de referência Intervalo de Material Volume peneiros retido [m 3 /m 3 ] [mm] [%] Massa [kg/m 3 ] 22, ,3 0, , ,2 19,1 0, ,5 11,2-8 6,6 0, ,7 8-5,6 6,5 0, ,7 5,6-4 5,7 0, ,7 Areia grossa 35,1 0, ,4 Areia fina 7,7 0, ,9 Total de agregados 0, ,0 Cimento 0, ,0 Água 0, ,6 Relação a/c 0,52 Vazios 0,017 - Total 1, , Cálculo da água de compensação A água adicional é calculada a partir da absorção de água dos AR aos 10 minutos (3,18%), tempo médio de amassadura, descontada da água contida nos AR em condições de laboratório, e da massa dos AGRB, em cada mistura efectuada, ou seja, multiplicando a percentagem de absorção adicional de água, durante a mistura, pela massa de AGRB, em kg, obtém-se a água adicional em kg. Os valores de água adicional para os diferentes betões são apresentados na Tabela Tabela Água adicional para os diferentes betões produzidos Betão Água adicional [kg/m 3 ] BR 0 B20 5,53 B50 13,90 B100 27, Betão com incorporação de agregados reciclados de betão Para a produção de betão com incorporação de agregados reciclados de betão, foi necessário encomendar betão de origem, BO, para uma posterior britagem e assim originar os agregados grossos reciclados de betão. Para tal, foi construído um sistema de cofragens, para produção dos provetes e respectiva cura durante 28 dias, tal como ilustra a Figura 3.2. Após esse período, partiu-se o betão em blocos (Figura 3.3) e recorreu-se à britadeira de maxilas (Figura 3.4) para triturar o betão, dando origem aos AGRB. Os AGRB foram armazenados em laboratório, até à realização dos ensaios de caracterização e à realização do BAGR. Os betões com incorporação de agregados reciclados de betão foram definidos com base nos betões de referência, com a substituição, em volume, dos agregados com dimensão superior a 4 mm. Assim, para as taxas de substituição de 20, 50 e 100%, a substituição foi feita na mesma proporção na fracção granulométrica correspondente. 45

64 Campanha experimental Figura Sistema de cofragem para o betão de origem Figura Betão de origem a ser partido antes da britagem Figura Britadeira de maxilas A composição dos betões com incorporação de 20, 50 e 100% de agregados grossos reciclados de betão é apresentada nas Tabelas 3.13, 3.14, 3.15, respectivamente. Os teores de cimento e água são iguais em todos os betões produzidos. Não foram utilizados quaisquer adjuvantes ou adições. Tabela Composição do betão com incorporação de 20% de agregados grossos reciclados de betão Tipo de agregado Agregados grossos primários Agregados finos Granulometria [mm] Agregado primários Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] Agregados reciclados de betão Volume Massa [m 3 /m 3 ] [kg/m 3 ] 22,4-16 0, ,0 0,026 58, ,2 0, ,3 0,026 58,0 11,2-8 0,036 95,8 0,009 20,1 8-5,6 0,036 95,8 0,009 20,1 5,6-4 0,031 82,5 0,008 17,8 Areia grossa 0, ,4 - - Areia fina 0, ,9 - - Total de agregados 0, ,5 0, ,9 Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] Cimento 0, ,0 Água 0, ,6 Água adicional 0,006 5,5 Relação a/c 0,54 Volume total 1,0 2307,1 46

65 Conhecendo as diferenças de propriedades entre os AP e os AGRB, a trabalhabilidade é mantida através do ajuste da relação a/c. Como os AGRB apresentam uma maior absorção de água, o ajuste é feito adicionando mais água à amassadura, tal como explicado em Tabela Composição do betão com incorporação de 50% de agregados grossos reciclados de betão Agregados reciclados Agregado primários Granulometria de betão Tipo de agregado [mm] Agregados grossos primários Agregados finos Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] 22,4-16 0, ,6 0, , ,2 0, ,9 0, ,0 11,2-8 0,023 61,2 0,023 51,3 8-5,6 0,022 58,5 0,022 49,1 5,6-4 0,02 53,2 0,02 44,6 Areia grossa 0, ,4 - - Areia fina 0, ,9 - - Total de agregados primários 0, ,6 0, ,1 Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] Cimento 0, ,0 Água 0, ,6 Água adicional 0,014 13,9 Relação a/c 0,56 Volume total 1,0 2256,3 Tabela Composição do betão com incorporação de 100% de agregados grossos reciclados de betão Agregados reciclados Agregado primários de betão Tipo de agregado Agregados grossos primários Agregados finos Granulometria [mm] Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] 22, , , , , ,1 11, , ,4 8-5, , ,4 5, ,039 87,0 Areia grossa 0, ,4 - - Areia fina 0, ,9 - - Total de agregados primários 0, ,3 0, ,2 Volume [m 3 /m 3 ] Massa [kg/m 3 ] Cimento 0, ,0 Água 0, ,6 Água adicional 0,028 27,8 Relação a/c 0,6 Volume total 1,0 2172,0 47

66 Campanha experimental 3.4. Ensaios de caracterização dos agregados Tendo em consideração que os agregados representam a maior fracção constituinte do betão, é importante estudar as suas propriedades físicas e geométricas de modo a que se possa aferir a sua influência nas propriedades do betão. Este estudo é extremamente relevante nesta campanha experimental, visto que a dissertação tem como objectivo o estudo de betões com diferentes taxas de substituição de AGP por AGR. Como tal, foram realizados os ensaios de análise granulométrica, massa volúmica e absorção de água, massa volúmica aparente, índice de forma, desgaste de Los Angeles e teor de humidade. Para os restantes constituintes, não foram realizados quaisquer ensaios porque não variam ao longo da campanha experimental Análise granulométrica Objectivo do ensaio A análise granulométrica é uma quantificação estatística da dimensão das partículas para cada um dos tipos de agregados a utilizar (areia fina, areia grossa, bago de arroz brita 1, brita 2 e AGR). É um ensaio importante para definir a curva granulométrica e posteriormente separar os agregados por fracções granulométricas Normas do ensaio O ensaio segue a metodologia e princípios da norma NP EN (2000) - Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: Análise granulométrica. Método de peneiração. A esta norma está associada a NP EN (1999) - Ensaios para determinação das características geométricas dos agregados. Parte 2: Determinação da distribuição granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão nominal das aberturas Aparelhos e utensílios Os aparelhos e utensílios utilizados neste ensaio são os seguintes: peneiros de ensaio com aberturas especificadas na NP EN (1999) (Figura 3.5); estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.6); balança com precisão de ± 0,1% da massa da amostra (Figura 3.7); máquina de peneirar (Figura 3.8) Amostras Segundo a norma NP EN 933-1, a massa dos provetes da amostra deve ser superior a um mínimo de acordo com a máxima dimensão dos agregados, que representa a menor abertura do peneiro através da qual passa pelo menos 90% da massa dos agregados. Deste modo, a massa mínima em relação à máxima dimensão dos agregados, é apresentada na Tabela Tabela Massa mínima dos provetes de ensaio Máxima dimensão D máx [mm] Massa do provete (mínimo) [kg] ,6 8 0,6 4 0,2 48

67 Figura Peneiros com aberturas de acordo com a NP EN (1999) Figura Estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 ºC) Figura Balança com precisão de ± 0,1% da massa da amostra Para valores intermédios aos apresentados na Tabela 3.16, recorre-se a uma interpolação através dos valores convenientes da referida tabela Procedimento O procedimento do ensaio segue os seguintes passos: preparação da amostra, de acordo com o processo já apresentado; lavagem da amostra, num peneiro de 0,063 mm, de modo a separar as impurezas; secagem em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até massa constante; deixar arrefecer, pesar e registar o valor (M 2 ); preparação da coluna de peneiros; colocação da amostra na coluna de peneiros e agitar recorrendo à máquina de peneirar, garantindo que não existe perda de material; 49 Figura Máquina de peneirar

68 Campanha experimental conclusão do processo de peneiração, quando a massa de material retido não sofre alterações superiores a 1% após 1 min de peneiração. pesagem do material retido, do peneiro de maior dimensão até ao mais pequeno, registando as massas como R 1, R 2, R n. e do material retido no fundo, registando a massa (P) Cálculos e expressão dos resultados A percentagem de material retido em cada peneiro é dada por: onde, R i% percentagem de material retido no peneiro i (%); R i - material retido no peneiro i (kg); M 1 - massa total da amostra seca (kg).!!% =!!!!!!100 (3.28) Com base na percentagem retida em cada peneiro, é possível traçar a curva granulométrica para cada tipo de agregado analisado. A percentagem de finos que passa pelo peneiro de 0,063 mm é dada por:! =!!!!! +!!!!!100 (3.29) onde, f - percentagem de finos que passa pelo peneiro de 0,063 mm (%); M 2 - massa seca da amostra com granulometria superior a 0,063 mm, ou seja, após lavagem e secagem (kg); P - massa de material retida no recipiente de fundo (kg). A validação dos resultados considera-se feita se a soma das massas R i e P diferir menos de 1% da massa M 2. Caso contrário, é necessário repetir o ensaio Massa volúmica e absorção de água Objectivo do ensaio É importante conhecer a massa volúmica dos agregados, de modo a que, conhecendo o volume de cada tipo de agregados da mistura de betão, este seja convertido para massa, permitindo que o doseamento seja efectuado por pesagem dos materiais. Este ensaio permite calcular as densidades aparente, saturada com superfície seca e seca. Importa referir que a massa volúmica deve ser determinada com os agregados saturados com superfície seca. Devido a incertezas sobre as condições em que os agregados se encontram, é importante conhecer o teor de humidade, calcular a absorção de água e proceder a uma correcção na 50

69 relação a/c. Esta correcção é de extrema importância pois permite manter a trabalhabilidade adequada Normas do ensaio As metodologias e princípios deste ensaio estão descritas na NP EN (2011) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação da massa volúmica e da absorção de água Aparelhos e utensílios Os aparelhos e utensílios necessários para a realização deste ensaio são: estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.6); balança com precisão de ± 0,1% da massa da amostra (Figura 3.7); termómetro com precisão de ± 0,1 ºC (Figura 3.9); peneiros de ensaios, de acordo com a NP EN (1999) (Figura 3.5); picnómetro (Figura 3.10); máquina de peneirar (Figura 3.8). Figura Termómetro com precisão de ± 0,1 ºC Figura Picnómetro Amostras O método do picnómetro é utilizado para partículas entre 4 e 31,5 mm. A massa mínima da amostra, é apresentada na Tabela Tabela Massa mínima da amostra no método do picnómetro Máxima dimensão dos agregados Massa mínima da amostra [mm] [kg] 31,

70 Campanha experimental Tal como anteriormente, a massa mínima pode ser retirada por interpolação, caso a máxima dimensão dos agregados seja um valor intermédio. Esta massa deve ser lavada entre os peneiros 31,5 mm e 4 mm para remover os finos e posteriormente secada. O método do picnómetro também foi utilizado para partículas entre 0,063 e 4 mm. A massa mínima da amostra não deve ser menor do que 1 kg Procedimento O método do picnómetro segue os seguintes procedimentos: preparação da amostra, como indicado; imersão da amostra no picnómetro com água a 22 ± 3 ºC; remoção do ar preso entre as partículas; manutenção da amostra dentro do picnómetro com água a 22 ± 3 ºC por 24 ± 0,5 h; remoção do ar após 24 ± 0,5 h de imersão; enchimento do picnómetro até ao topo e colocação da tampa de modo a que não permaneça ar no interior; secagem do picnómetro por fora e pesagem, registando a massa (M 2 ); medição da temperatura da água; remoção dos agregados de dentro do picnómetro e secagem ao ar livre; pesagem do picnómetro cheio de água até ao topo, como anteriormente, secagem por fora e pesagem, registando a massa (M 3 ); medição da temperatura da água (a diferença entre esta medição e a anterior não deve exceder 2 ºC); transferência da amostra molhada para uma superfície de panos e secagem cuidadosa da superfície dos agregados; colocação e dispersão dos agregados numa superfície de pedra, permanecendo expostos ao ar, abrigados da luz solar directa ou qualquer fonte de calor, até que o brilho da água desapareça, conservando a aparência húmida; colocação da amostra saturada com superfície seca num tabuleiro e pesagem, registando M 1 ; secagem da amostra na estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até atingir massa constante, e registo da sua massa seca (M 4 ). No caso das partículas entre 0,063 e 4 mm, a verificação da partícula saturada com superfície seca é feita através do enchimento de um cone metálico (Figura 3.11), compactando com 25 pancadas. Após retirar o cone, se o agregado não colapsar, deve continuar-se a secar a superfície até que tal aconteça. 52

71 Figura Cone metálico, funil e compactador Cálculos e expressão dos resultados As expressões para calcular as massas volúmicas, aparente, seca e saturada com superfície seca, em quilogramas por metro cúbico, são:!!!! =!!!!! (!!!! ) (3.30)!!!!" =!!!!! (!!!! ) (3.31)!!!!!" =!!!!! (!!!! ) (3.32) onde, ρ a - massa volúmica aparente da partícula (kg/m 3 ); ρ rd - massa volúmica da partícula seca (kg/m 3 ); ρ ssd - massa volúmica da partícula saturada com superfície seca (kg/m 3 ); ρ w - massa volúmica da água à temperatura registada na pesagem de M 2 (kg/m 3 ); M 1 - massa da amostra saturada com superfície seca (g); M 2 - massa do picnómetro com a amostra saturada e água (g); M 3 - massa do picnómetro cheio de água (g); M 4 - massa da amostra seca em estufa (g). O cálculo da absorção de água após imersão de 24 horas é feito pela fórmula seguinte:!"!" =! (!!!! )!!!!100 (3.33) 53

72 Campanha experimental Massa volúmica aparente Objectivo do ensaio A massa volúmica aparente, ou baridade, representa a relação entre a massa e o volume aparente ocupado por determinado conjunto de partículas. É uma propriedade importante porque se relaciona com o volume de vazios, sendo que, quanto maior for a baridade, menor o volume de vazios Normas do ensaio A metodologia e princípios adoptados para este ensaio estão descritos na norma NP EN (2002) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Determinação da baridade e de volume de vazios Aparelhos e utensílios Os materiais utilizados neste ensaio são: recipiente metálico impermeável com capacidade de acordo com o tamanho do agregado (Figura 3.12); balança com precisão até 0,1% da massa da amostra (Figura 3.7); estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.5). Figura Recipientes metálicos com diferentes capacidades Amostras Devem ser preparadas três amostras de agregado a ensaiar, secas em estufa a 110 ± 5 ºC. Cada amostra deve conter aproximadamente mais 30% da massa necessária para encher o recipiente. A capacidade mínima do recipiente é determinada de acordo com o tamanho do agregado, segundo a Tabela Tabela Capacidade mínima do recipiente em relação à máxima dimensão do agregado Máxima dimensão do agregado Capacidade [mm] [l] ,

73 Procedimento Este ensaio segue as seguintes etapas: preparação da amostra conforme indicado; pesagem do recipiente vazio, seco e limpo, registando a massa (m 1 ); colocação do recipiente numa superfície horizontal e enchimento com agregado; remoção do material em excesso e nivelamento da superfície cuidadosamente de modo a não compactar; pesagem do recipiente cheio, registando a massa (m 2 ); repetição para as restantes duas amostras Cálculos e expressão dos resultados A massa volúmica é calculada para cada amostra segundo a expressão:!!,! =!!!!!!!! (3.34) onde, ρ b,i - massa volúmica aparente de cada amostra (kg/m 3 ); m 1 - massa do recipiente vazio (kg); m 2 - massa do recipiente mais agregado (kg); V - volume do recipiente (l). A massa volúmica do agregado é dada pela média das três amostras:!! =!!!,! +!!,! +!!,! 3 (3.35) Teor de humidade Objectivo do ensaio No seu estado natural, os agregados possuem um teor de humidade, que pode variar consoante a sua exposição ao meio ambiente. É importante conhecer o teor de água que o agregado contém, de modo a prever a quantidade de água que este absorve aquando do fabrico do betão e acertar a quantidade de água de acerto da relação a/c Normas do ensaio A metodologia e princípios adoptados para o ensaio seguem a norma NP EN (2011) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 5: Determinação do teor de água por secagem em estufa ventilada Aparelhos e utensílios Os equipamentos utilizados na realização deste ensaio são: recipiente suficientemente grande para conter a amostra (Figura 3.12); 55

74 Campanha experimental balança com precisão de 0,02% da massa do provete (Figura 3.7); estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.6) Amostras A massa mínima da amostra deve ser calculada a partir do valor da abertura da malha do peneiro de maior dimensão (D), segundo a Tabela Tabela Massa mínima da amostra em relação à maior abertura do peneiro Maior dimensão do peneiro (D) Massa mínima [mm] [kg] 1,0 mm 0,2 D < 1,0 mm 0, Procedimento Este ensaio segue os seguintes passos: preparação da amostra conforme indicado; limpeza e secagem do tabuleiro e registo da sua massa (M 2 ); colocação da amostra húmida no tabuleiro e registo da sua massa (M 1 ), por subtracção da massa M 2 ; colocação do tabuleiro na estufa a 110 ± 5 ºC até massa constante. A verificação é efectuada determinando a massa da amostra colocada em estufa, em intervalos de 1 h, até que a diferença entre medições seja inferior a 0,1%; pesagem da massa da amostra seca (M 3 ) Cálculos e expressão dos resultados O valor do teor de humidade é calculado segundo a seguinte expressão: onde, w - teor de humidade (%); M 1 - massa da amostra húmida (g); M 3 - massa da amostra seca (g) Índice de forma! =!!!!!!!!!100 (3.36) Objectivo do ensaio O objectivo deste ensaio é caracterizar a geometria das partículas com dimensão entre 4 mm e 22,4 mm, a fim de conhecer e prever os seus efeitos no comportamento do betão. No caso de agregados rolados, com faces arredondadas, os efeitos são os de uma maior trabalhabilidade e melhor arranjo das partículas, enquanto que, com agregados britados, com formas irregulares, os efeitos são de uma maior dificuldade de compactação e um possível aumento da resistência mecânica. 56

75 Normas do ensaio A metodologia e princípios deste ensaio estão apresentados na norma NP EN (2002) Ensaios das propriedades geométricas dos agregados. Parte 4: Determinação da forma das partículas - Índice de forma Aparelhos e utensílios Os aparelhos e utensílios utilizados são os seguintes: paquímetro (Figura 3.13); peneiros de ensaios, de acordo com a NP EN (Figura 3.5); estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 C) (Figura 3.6); balança com precisão de 0,1% da massa da amostra (Figura 3.7); máquina de peneirar (Figura 3.8). Figura Paquímetro Amostras A amostra deve ser seca em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até massa constante e posteriormente peneirada, de modo a que as partículas entre 4 e 22,4 mm sejam separadas. A massa da amostra deve ser preparada de acordo com a Tabela Tabela Massa mínima da amostra em relação à máxima dimensão do agregado Máxima dimensão do agregado Massa mínima da amostra [mm] [kg] ,1 No caso da maior dimensão do agregado não corresponder aos valores apresentados na Tabela 3.20, a massa mínima deve ser interpolada a partir dos valores mais apropriados, da respectiva tabela. A massa da amostra é registada como M 0. 57

76 Campanha experimental Procedimento Os procedimentos para este ensaio são: preparação da amostra como indicado; separação da amostra por fracção granulométrica, registando a massa de cada fracção (M 1i ) e calculando a percentagem em massa de cada fracção granulométrica (V 1i ), relativamente à massa M 0 ; rejeição de qualquer fracção que contenha menos de 10% de M 0 ; medição do comprimento (L) e da espessura (E) de cada partícula, com auxílio do paquímetro; para relações de L/E > 3, classifica-se a partícula como não-cúbica e coloca-se à parte; registo da massa das partículas não-cúbicas (M 2i ) Cálculos e expressão dos resultados O índice de forma é calculado pela seguinte expressão:!" =!!!!!!!!!100 (3.37) onde, SI - índice de forma (%); ΣM 1i - soma das massas das partículas de cada uma das fracções granulométricas ensaiadas (g); ΣM 2i - soma das massas das partículas não-cúbicas de cada uma das fracções granulométricas ensaiadas (g) Desgaste de Los Angeles Objectivo do ensaio Este ensaio tem como objectivo determinar a resistência dos agregados à abrasão, quantificando a perda de massa de cada agregado. Permite avaliar a capacidade resistente dos agregados e se estes são ou não condicionantes na resistência do betão Normas do ensaio A metodologia e princípios seguidos para este ensaio estão descritos na norma NP EN (2011) Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 2: Métodos para a determinação da resistência à fragmentação Aparelhos e utensílios Os aparelhos e utensílios utilizados na realização deste ensaio são: máquina de Los Angeles (Figura 3.14); esferas de aço com massa compreendida entre 400 e 445 g (Figura 3.15); peneiros da série ASTM (Figura 3.5); estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.6); 58

77 balança com precisão de ± 1 g (Figura 3.7); máquina de peneirar (Figura 3.8). Figura Máquina de Los Angeles Figura Esferas de aço Amostras A amostra de agregado é lavada e seca em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até massa constante e posteriormente peneirada nas fracções granulométrica pretendidas. A amostra deve ter uma massa de 5000 ± 5 g. O número de esferas a utilizar de acordo com a fracção granulométrica é dado na Tabela Tabela Número de esferas e intervalo de massa total das esferas em função da fracção granulométrica Fracção granulométrica Intervalo da massa total das esferas Número de esferas [mm] [g] 4 a a ,3 a a a 11, a ,2 a a Procedimento O ensaio segue os seguintes passos: preparação da amostra como indicado; verificação e limpeza do tambor antes de carregar a amostra; colocação cuidadosa das esferas e da amostra dentro do tambor; programação da máquina para 500 voltas a velocidade constante entre 31 e 33 r/min; colocação da amostra pós ensaiada em tabuleiro, de modo a não perder nenhum material e que todo o material seja retirado; peneiração do material em peneiro de malha 1,6 mm e secagem do material retido, em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC, até massa constante (m). 59

78 Campanha experimental Cálculos e expressão dos resultados O coeficiente de Los Angeles é dado por: onde, LA - coeficiente de Los Angeles (%); m - massa retida no peneiro de malha 1,6 mm.!" =! 5000!!!100 (3.38) Ensaios de caracterização do betão no estado fresco Os ensaios de caracterização são de grande importante, na medida em que permitem identificar uma característica do betão fundamental em toda a campanha experimental, a trabalhabilidade. Esta foi fixada na classe S3 (125 ± 10 mm) e é nesta fase que se assegura esta exigência para todos os betões produzidos. A massa volúmica representa uma soma de todas as massas volúmicas dos componentes do betão Abaixamento (cone de Abrams) Objectivo do ensaio Este ensaio permite classificar o betão quanto à sua trabalhabilidade, propriedade importante no seu desempenho Normas do ensaio A metodologia e princípios utilizados estão apresentados na norma NP EN (2009) Ensaios do betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento Aparelhos e utensílios Os materiais utilizados neste ensaio são: molde de metal com diâmetro interno de base 200 ± 2 mm, diâmetro interno de topo 100 ± 2 mm e altura de 300 ± 2 mm (Figura 3.16); varão de compactação com diâmetro de 16 ± 1 mm e comprimento 600 ± 5 mm (Figura 3.16); funil com colar para permitir a acoplação ao molde (Figura 3.16); régua graduada de 0 a 300 mm, com divisões menores ou iguais a 5 mm (Figura 3.16); placa metálica plana para colocar o molde (Figura 3.16); cronómetro Amostras A amostra é constituída por betão no estado fresco, retirada por uma colher de forma distribuída da amassadura no interior da betoneira. Deve estar protegida de contaminação, ganho ou perda de água e variações extremas de temperatura. 60

79 Figura Material para execução do ensaio de abaixamento: molde de metal; varão; funil; régua; placa metálica Procedimento O procedimento seguido para este ensaio é: humedecimento do molde e da placa e colocação do molde na placa horizontal; enchimento do molde, mantendo-o fixo à placa, em três camadas idênticas com 25 pancadas cada, com o varão de compactação, distribuídas uniformemente sobre a secção transversal; alisamento da superfície de betão, após compactação da camada de topo, através de movimentos de rolamento com o varão de compactação; remoção do excesso de betão da placa e remoção do molde cuidadosamente na vertical, num período entre 5 a 10 s; duração máxima de topo a operação, desde o enchimento até à remoção do molde, não deverá exceder 150 s; medição e registo do abaixamento (h), logo após remoção do molde Resultado do ensaio O ensaio só é válido se o betão permanecer substancialmente intacto e simétrico, não podendo existir uma forma deformada (Figura 3.17). No caso de existir um desabamento provocando um abaixamento deformado, deve colher-se outra amostra e repetir o procedimento. O abaixamento (h) é a medida entre o topo do molde (300 ± 2 mm) e a altura do ponto mais alto do betão. Figura Abaixamento: Adequado (esq.); deformado (dir.) (NP EN (2009)) 61

80 Campanha experimental Massa volúmica Objectivo do ensaio O ensaio tem como objectivo medir a massa volúmica do betão no estado fresco e avaliar a compacidade que o betão possui Normas do ensaio A metodologia e princípios seguido na realização deste ensaio estão presentes na norma NP EN (2009) Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica Aparelhos e utensílios Os equipamentos utilizados neste ensaio são: recipiente estanque de aço, com a menor dimensão do recipiente superior a quatro vezes a máxima dimensão do agregado grosso e nunca inferior a 150 mm; o volume deve ser no mínimo 5 l (Figura 3.18); vibrador de agulha (Figura 3.19); balança com precisão de 0,1% da massa do betão (Figura 3.7); espátula e colher de pedreiro (Figura 3.20). Figura Balde metálico Figura Vibrador de agulha Figura Espátula e colher de pedreiro 62

81 Amostras A amostra é constituída por betão no estado fresco, retirada por uma colher de forma distribuída da amassadura. Deve estar protegida de contaminação, ganho ou perda de água e variações extremas de temperatura Procedimento Os passos seguidos para este ensaio são: pesagem do recipiente vazio com exactidão de 0,1% e registo do valor da massa (m 1 ); colocação do recipiente numa superfície plana e enchimento com água à temperatura 20 ± 5 ºC; rasar a superfície de modo a eliminar qualquer bolha de ar; pesagem do recipiente cheio de água e registo da massa; calculo do volume do recipiente (V), dividindo a massa total de água (kg), pela massa volúmica da água; enchimento do recipiente com betão fresco e compactação em duas camadas; nivelamento da superfície com auxílio da espátula e colher de pedreiro; pesagem do recipiente com o betão fresco e registo da massa (m 2 ) Cálculos e expressão dos resultados A massa volúmica é calculada segundo a seguinte expressão:! =!!!!!! (3.39) onde, D - massa volúmica do betão no estado fresco (kg/m 3 ); m 1 - massa do recipiente (kg); m 2 - massa do recipiente mais a massa da amostra de betão fresco (kg); V - volume do recipiente (m 3 ) Ensaios de caracterização do betão no estado endurecido Os ensaios realizados ao betão no estado endurecido têm como objectivo avaliar exactamente o comportamento mecânico do betão. Para este trabalho, interessa focar o estudo nos ensaios de caracterização mecânica Resistência à compressão Objectivo do ensaio Este ensaio tem como objectivo avaliar a capacidade resistente do betão quando submetido a uma tensão uniforme de compressão. Os provetes são levados à rotura, registando-se a máxima carga Normas do ensaio A metodologia e princípios seguidos neste ensaio estão descritos na norma NP EN (2011) Ensaios do betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão de provetes. A 63

82 Campanha experimental esta norma está associada a norma NP EN (2012) Ensaios do betão endurecido. Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o ensaio de provetes e para os moldes Aparelhos e utensílios Os equipamentos utilizados neste ensaio foram: máquina de ensaios de compressão, respeitando o descrito na norma NP EN (2003) (Figura 3.21); balança com precisão de 0,1% da massa a determinar (Figura 3.7). Figura Máquina de ensaios à compressão Provetes Os provetes cúbicos de ensaio, a realizar aos 7, 28 e 56 dias, com 150 mm de aresta, respeitando o descrito na norma NP EN (2012), devem permanecer, até à data do ensaio, em câmara húmida, tal como apresentando na norma NP EN (2009). Antes da realização do ensaio, a humidade superficial deve ser removida. Foram ensaiados 3 provetes aos 7 e 56 dias e 5 provetes aos 28 dias Procedimento O ensaio segue os seguintes passos: transferência do provete da câmara húmida, à idade do ensaio, para zona de ensaio; remoção do excesso de água superficial; limpeza e inspecção da máquina e superfície de ensaio; posicionamento dos provetes de forma a que a carga seja aplicada perpendicularmente à direcção de moldagem e de modo a que fique centrado; aplicação da carga a uma velocidade constante entre 0,2 e 1 MPa/s; registo da carga de rotura Cálculos e expressão dos resultados Após cada ensaio é necessário inspeccionar o provete de modo a averiguar se se obteve uma rotura satisfatória (Figura 3.22) ou não satisfatória (Figura 3.23). 64

83 Figura Rotura satisfatória dos provetes à compressão (NP EN (2011)) Figura Roturas não satisfatórias dos provetes à compressão (NP EN (2011)) A resistência a compressão é dada pela seguinte expressão:!! =!!! (3.40) onde, f c - tensão de compressão resistente (MPa); F - carga de rotura (N); A c - área da secção transversal comprimida (mm 2 ) Resistência à tracção por compressão diametral Objectivo do ensaio A resistência à tracção é uma característica importante do betão e, como tal, deve ser incluída no estudo. Existem vários ensaios para avaliar a resistência à tracção, no entanto, foi apenas considerado o ensaio por compressão diametral Normas do ensaio A metodologia e princípios utilizados neste ensaio estão descritos na norma NP EN (2011) Ensaios do betão endurecido. Parte 6: Resistência à tracção por compressão de provetes. 65

84 Campanha experimental Aparelhos e utensílios Os aparelhos utilizados neste ensaio foram: máquina de ensaios de compressão, respeitando o descrito na norma NP EN (2003) (Figura 3.21); dispositivo para aplicação das cargas contendo estrutura de suporte do provete e blocos de aço para aplicação de carga (Figura 3.24). faixas de cartão prensado, conforme a NP EN 316 (2012) (Figura 3.25). Figura Estrutura de suporte para o ensaio à tracção Provetes Os provetes cilíndricos de ensaio, a realizar aos 28 dias, com 300 mm de altura e 150 mm de diâmetro, respeitando o descrito na norma NP EN (2012), devem permanecer, até à data do ensaio, em câmara húmida, tal como apresentando na norma NP EN (2009). Antes da realização do ensaio, a humidade superficial foi removida. Foram ensaiados 3 provetes Procedimento O ensaio segue os seguintes procedimentos: transferência do provete da câmara húmida, à idade do ensaio, para zona de ensaio; remoção do excesso de água superficial; limpeza e inspecção da máquina e superfície de ensaio; colocação do provete centrado na máquina de ensaio; posicionamento das faixas ao longo do topo e da base do plano de carregamento do provete; colocação do bloco de aço superior, segundo a faixa de cartão; aplicação da carga a um velocidade constante entre 0,04 e 0,06 MPa/s; registo da carga de rotura Cálculos e expressão dos resultados A resistência à tracção por compressão é dada por: 66 Figura Faixas de cartão

85 2!!!!!" =!!!!!!!! (3.41) onde, f ct - resistência à tracção por compressão (MPa); F - carga máxima (N); L - comprimento da linha de contacto do provete (mm); d - dimensão da secção transversal (mm) Módulo de elasticidade Objectivo do ensaio O ensaio de caracterização do módulo de elasticidade permite conhecer a máxima deformabilidade do betão, relacionando as tensões com as deformações. Na presente campanha experimental, calculou-se o módulo de elasticidade secante após um número especificado de ciclos de carga e para uma tensão de 1/3 da resistência média à compressão Normas do ensaio A metodologia e princípios seguidos são apresentados na especificação do LNEC E397 (1993) Determinação do módulo de elasticidade em compressão Aparelhos e utensílios Os equipamentos utilizados são: prensa hidráulica (Figura 3.26); deflectómetros eléctricos; data logger com ligação a um computador para interpretação dos valores lidos pelos deflectómetros; estrutura de suporte para o provete (Figura 3.27) Provetes Os provetes utilizados são iguais aos utilizados no ensaio de compressão diametral. São ensaiados 3 provetes aos 28 dias que devem permanecer em câmara húmida até à data do ensaio. Figura Prensa hidráulica Figura Estrutura de suporte para o provete 67

86 Campanha experimental Procedimento O ensaio segue os seguintes passos: transferência do provete da câmara húmida, à idade do ensaio, para a zona de ensaio; remoção do excesso de água superficial; limpeza e inspecção da máquina e superfície de ensaio; montagem do data logger com ligação ao computador e ligação dos deflectómetros em posição oposta da secção transvesal; colocação do provete em estrutura de suporte; colocação do provete na prensa, centrada de modo a evitar qualquer excentricidade; aplicação de uma carga inicial entre 0,5 e 1 MPa; leitura das extensões, ε 1 e ε 2, verificando a condição da diferença entre ambas ser inferior a 10%; se verificado, continua-se com procedimento; caso contrário, ajusta-se a posição do provete e repete-se; aumento da tensão, a uma velocidade constante de 0,5 ± 0,1 MPa, até 1/3 do valor médio da tensão de compressão; leitura das extensões, ε 1 e ε 2, verificando novamente a diferença entre as duas ser inferior a 10%; caso seja superior, o procedimento deve ser repetido; repetição do ciclo de carga até que a diferença entre as extensões (ε 1 - ε 2 ) entre dois ciclos consecutivos não exceda Cálculos e expressão dos resultados O módulo de elasticidade é dado por:!!!!!! =!!!10!!!!,!! (3.42)!,! onde, E c - módulo de elasticidade (GPa); σ 1 - tensão máxima aplicada (MPa); σ 2 - tensão inicial (MPa); ε 1,n - extensão para a tensão σ 1 medida no n-ésimo ciclo de carga; ε 2,n - extensão para a tensão σ 2 medida no n-ésimo ciclo de carga Resistência à abrasão Objectivo do ensaio Este ensaio tem como finalidade o estudo do desgaste do betão. O estudo desta propriedade apresenta enorme importância quando se pretende utilizar betão à vista, exposto a acções de erosão contínua Normas do ensaio A metodologia e princípios seguido estão expressos na norma DIN (2010) Testing of inorganic non-metallic materials. Wear test using the grindin wheel according to Böhme - Grinding wheel method. 68

87 Aparelhos e utensílios Os equipamentos e materiais utilizados neste ensaio foram: máquina de abrasão de Böhme (Figura 3.28); estufa ventilada com temperatura controlada (110 ± 5 ºC) (Figura 3.6); pó abrasivo (Figura 3.29); balança com precisão até 0,1% da massa do provete (Figura 3.7); paquímetro (Figura 3.13) Provetes A dimensão dos provetes foi definida de acordo com as dimensões da máquina. A sua geometria é paralelepipédica, com mm 2 de base e aproximadamente 50 mm de altura. As superfícies de contacto com o disco e com o peso devem ser paralelas entre si e planas. Foram ensaiados 3 provetes aos 91 dias. Figura Máquina de abrasão de Böhme Procedimento O ensaio segue os seguintes passos: Figura Pó abrasivo preparação e corte dos provetes, a partir de cubos com 150 mm de aresta; secagem dos provetes em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC, durante 24 h; arrefecimento e limpeza dos provetes; marcação de nove pontes na face oposta ao teste; leitura inicial da espessura nos nove pontes marcados e pesagem do provete; pesagem e distribuição de 20 g de pó abrasivo pelo disco; posicionamento do disco e colocação do peso sobre o provete; rotação do disco a velocidade constante (30 ± 1 rpm) durante 22 voltas; limpeza do pó e rotação do provete 90º; 69

88 Campanha experimental repetição do procedimento até que o provete complete uma volta completa (um ciclo); cada provete é submetido a 4 ciclos; leitura final da espessura nos nove pontes marcados e pesagem do provete; repetir processo para os restantes provetes Cálculos e expressão dos resultados A expressão utilizada para calcular a perda de espessura dos provetes é: Δ! =!!!!!(!!,!!!,! )! (3.43) onde, Δl - perda de espessura média (mm); l i,k - espessura inicial medida no ponto k (mm); l f,k - espessura final medida no ponto k (mm); n - número de pontos marcados no provete (Figura 3.30). Figura Marcação do provete Ensaio slant shear Objectivo do ensaio O principal ensaio estudado nesta campanha experimental é o ensaio de corte, ou ensaio slant shear. Permite estudar o comportamento da ligação betão com betão a um determinado ângulo Normas do ensaio A metodologia e princípios seguidos para este ensaio estão descritos na norma EN (1999) Products and systems for the protection and repair of concrete structures. Test methods. Determination of slant shear strength Aparelhos e utensílios Os equipamentos e utensílios utilizados foram: 70

89 prensa hidráulica com carga máxima de 300 ton e capacidade de aplicação de um incremento de força constante entre 1 e 10 kn/s (Figura 3.31); martelo de agulhas (Figura 3.32); escova de aço (Figura 3.33); berbequim (Figura 3.33) Provetes Para este ensaio, foram feitos três provetes prismáticos, por composição e tipo de rugosidade, com base mm 2, com altura de 450 mm, com um ângulo de interface de 30º com a vertical. Os provetes foram preparados em três fases. Na primeira, foram construídos moldes de cofragem especiais (Figura 3.34), de modo a que permitisse a betonagem da primeira metade do prisma. Após desmoldagem, foram guardados em câmara húmida (Figura 3.35). Entre os 20 e 21 dias de idade, procedeu-se à segunda fase, o tratamento da superfície. Em blocos de betão à parte, foram feitos vários testes com a escova de aço, acoplada ao berbequim, e com o martelo de agulhas, de modo a criar um padrão para posteriormente executar em todos os provetes igualmente. Deste modo, ficou definido que, tanto para o martelo de agulhas como para a escova de aço, seriam realizadas dez passagens a uma velocidade aproximada de 5 cm/s. Esta normalização do processo foi realizada apenas avaliando visualmente as superfícies, mas de modo a cumprir o desejado, ou seja, para a escova de aço (Figura 3.33) a remoção da leitada superficial e para o martelo de agulhas (Figura 3.36) a decapagem superficial. Após tratamento da superfície, os provetes foram colocados novamente na câmara húmida, até completarem 28 dias. Na última fase, foi realizada a última betonagem contra a superfície previamente tratada e limpa e, após desmoldados, foram colocados na câmara húmida por mais 28 dias. Figura Prensa hidráulica Figura Martelo de agulhas 71

90 Campanha experimental Figura Berbequim e escova de aço Figura Moldes para os provetes do ensaio slant shear Figura Armazenamento dos provetes em câmara húmida Figura Tratamento com martelo de agulhas Embora não relevante para a descrição deste ensaio, importa referir que, entre a segunda e terceira fase, foram realizadas leituras da rugosidade através do método de Santos e Júlio (2008) Procedimento O ensaio apresenta os seguintes passos: preparação do provete segundo o apresentado; secagem do excesso de água superficial; limpeza e inspecção da prensa e superfície de ensaio, para cada provete ensaiado; colocação dos provetes na prensa, centrados; aplicação de um tensão inicial entre 0,5 e 1 MPa, para garantir um adequado contacto antes do início do ensaio; aplicação da carga a velocidade constante entre 1 e 10 kn/s; neste trabalho, foi adoptada a velocidade de 7 kn/s; registo da força de rotura e do modo de rotura Cálculos e expressão dos resultados A tensão normal e a tensão de corte são calculadas segundo as seguintes expressões: 72

91 onde, P - força de rotura (N); α - ângulo entre a interface e a vertical; σ - tensão normal (MPa); τ - tensão de corte (MPa); a - dimensão da aresta da secção transversal do provete (mm) Método de leitura da rugosidade! =!!! sin!!!! (3.44)!! cos! sin!! =! (3.45)!! Objectivo O método utilizado para a leitura das rugosidades é o método 2D-LRA (laser roughness analyzer), definido por Santos e Júlio (2008), com o objectivo de determinar todos os parâmetros de rugosidade da interface de betão, para cada um dos tratamentos Norma O presente método não está descrito em nenhuma norma. Como tal, procedeu-se à definição dos passos a seguir, antes da execução do método, de modo a garantir que todos os provetes fossem medidos de forma igual Aparelhos e utensílios Os equipamentos e utensílios utilizados são: rugosímetro, com sensor laser com alcance entre 30 e 50 mm e resolução de 10 µm, com um comprimento de avaliação de 220 mm (Figura 3.37); computador ligado ao rugosímetro e com o software surftex, para análise das leituras da rugosidade (Figura 3.37); placas metálicas com aproximadamente 1,5 cm de espessura (Figura 3.38) Provetes Os provetes são preparados de acordo com o ensaio slant shear e a leitura é feita depois do tratamento da superfície e antes da betonagem da segunda camada. Figura Equipamento de leitura de rugosidade: computador e rugosímetro Figura Placas metálicas 73

92 Campanha experimental Procedimento Como indicado, o método não segue nenhuma norma existente. Os seguintes passos apresentados foram definidos pelo investigador: limpeza, secagem da superfície de leitura; verificação da ligação entre rugosímetro e o computador; definição do comprimento de análise; neste trabalho, adoptou-se 200 mm; posicionamento da superfície do provete de modo a que o laser fique aproximadamente entre 30 e 50 mm da interface e a 15 mm da extremidade lateral; início da primeira leitura; registo dos valores, através do software; posicionamento do provete 15 mm acima do anterior, recorrendo a uma placa metálica; repetição da leitura, do registo e do novo posicionamento; término da operação após nove leituras, espaçadas entre si de 15 mm Cálculos de expressões dos resultados Os parâmetros calculadas através deste método são:!! 1!!!!!!! (3.46) onde, R a - rugosidade média; n - número de medições; z i - amplitude de cada medição. A rugosidade média é o parâmetro mais usual de se utilizar e é definida como sendo o desvio médio do perfil em relação à sua linha média.!! 1!!!!!!!! (3.47) onde, R q - raiz quadrada da média da rugosidade ao quadrado. Este parâmetro é utilizado por ser mais sensível ao picos e depressões do perfil medido. Os parâmetros da rugosidade média (R a ) e da raiz quadrada da média da rugosidade (R q ), não apresentam qualquer informação de variabilidade local do perfil, sendo que, perfis diferentes podem apresentar valores para estes dois parâmetros semelhantes (Santos e Júlio, 2012).!!" = 1 5!!!!!! (3.48) 74

93 onde, R pm - altura média dos picos; p i - máximo valor de pico.!!" = 1 5!!!!!! (3.49) onde, R vm - profundidade média das depressões; v i - máximo valor da depressão. Os valores da altura médio dos picos (R pm ) e da profundidade média das depressões (R vm ) são determinados para cada parcela do comprimento da leitura.!!(!"#) = 1 5!!!! (!! +!! ) (3.50) onde, R z(din) - média das amplitudes máximas.!!(!"#) = 1 5!!!!!!! +!!!!! (3.51) onde, R z(iso) - média da soma dos cinco picos mais elevados com as cinco depressões mais profundas, em todo o comprimento da leitura.!! = max!! (3.52)!! = max!! (3.53) onde, R p - altura máxima de pico; R v - profundidade máxima de depressão. Estes parâmetros de altura máxima de pico (R p ) e profundidade máxima de depressão (R v ), permitem avaliar se o perfil de leitura, ou seja, a superfície de interface, é uniformemente rugosa, ou suficientemente uniforme para ser considerada como tal.!!"# = max!! +!! (3.54) onde, 75

94 Campanha experimental R max - máxima amplitude.!! = max!! + max!! (3.55) onde, R y - altura entre o pico mais alto e a depressão mais profunda. 76

95 4. Apresentação e análise de resultados 4.1. Introdução No presente capítulo, são apresentados os valores resultantes do trabalho laboratorial, bem como uma análise e comparação com os resultados de outros estudos. Pretende-se determinar a influência da taxa de substituição de agregados grossos primários por agregados grossos reciclados de betão, no desempenho mecânico do betão e correlacionar as diferentes rugosidades e taxas de substituição de AGP por AGRB com a resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados reciclados Ensaios de caracterização dos agregados Neste subcapítulo, são apresentados os resultados dos ensaios de caracterização dos agregados primários e reciclados de betão, segundo o descrito no subcapítulo Análise granulométrica Na metodologia adoptada, a análise granulométrica é relevante para determinar a curva granulométrica da areia fina e areia grossa, para um posterior ajuste à curva de referência. Os agregados grossos foram separados por fracção granulométrica, permitindo uma substituição mais precisa de AGP por AGRB. No procedimento do ensaio, definiu-se M 1 como a massa da amostra recolhida e M 2 como a massa da amostra seca em estufa a 110 ± 5 ºC até valor constante Agregados grossos reciclados de betão Na Tabela 4.1, são apresentados os valores das massas M 1 e M 2 e na Tabela 4.2, os valores da análise granulométrica dos AGRB. Tabela Massa M 1 e M 2 da análise granulométrica dos agregados grossos reciclados de betão M 1 M 2 [g] [g] 7958,1 7702,6 Tabela Análise granulométrica dos agregados grossos reciclados de betão Peneiro [mm] Massa retida no peneiro [g] Massa retida no peneiro [%] Massa passada no peneiro [%] 22,4 129,1 1,7 98, ,4 15,9 82,4 11,2 2282,3 29,6 52, ,6 22,4 30,4 5,6 1370,8 17,8 12, ,5 10,4 2,2 < 4 166,8 2,2 - Na Figura 4.1, está representada a curva granulométrica dos AGRB. 77

96 Apresentação e análise de resultados Curva granulométrica dos AGRB % material passado ,01 0, Dimensão do agregado [mm] Figura Curva granulométrica dos agregados grossos reciclados de betão Areia grossa Na Tabela 4.3, são apresentados os valores das massas M 1 e M 2 e na Tabela 4.4, os valores da análise granulométrica da areia grossa. Tabela Massa M 1 e M 2 da análise granulométrica da areia grossa M 1 M 2 [g] [g] 2354,5 2353,4 Peneiro [mm] Tabela Análise granulométrica da areia grossa Massa retida no peneiro [%] Massa retida no peneiro [g] Massa passada no peneiro [%] 5, ,9 3,1 96, ,1 11,9 85, ,3 33,2 51,8 0,5 941,4 40,0 11,8 0,25 214,2 9,1 2,7 0,125 40,0 1,7 1,0 0,063 14,1 0,6 0,4 Na Figura 4.2, é apresentada a curva granulométrica da areia grossa Areia fina Na Tabela 4.5, são apresentados os valores das massas M 1 e M 2 e na Tabela 4.6, os valores da análise granulométrica da areia fina. 78

97 Curva granulométrica da areia grossa % massa passada ,01 0, Dimensão do agregado [mm] Figura Curva granulométrica da areia grossa Tabela Massa M 1 e M 2 da análise granulométrica da areia fina M 1 M 2 [g] [g] 1973,4 1972,7 Tabela Análise granulométrica da areia fina Peneiro [mm] Massa retida no peneiro [g] Massa retida no peneiro [%] Massa passada no peneiro [%] 5, ,6 1,5 98,5 0,5 437,9 22,2 76,3 0, ,9 58,8 17,5 0, ,4 16,7 0,8 0,063 9,9 0,5 0,3 Na Figura 4.3, é apresentada a curva granulométrica da areia fina. % material passado Curva granulométrica da areia fina ,01 0, Dimensão do agregado [mm] Figura Curva granulométrica da areia fina 79

98 Apresentação e análise de resultados Massa volúmica e absorção de água Para a determinação da massa volúmica e da absorção de água, foram utilizados procedimentos diferentes para os agregados grossos e para os agregados finos. No entanto, em ambos os casos foi utilizado o método do picnómetro. Na Tabela 4.7, é apresentada a massa volúmica e a absorção de água dos diferentes tipos de agregados. Tabela Massa volúmica e absorção de água dos agregados Agregado ρ a ρ rd ρ ssd WA 24 [kg/m 3 ] [kg/m 3 ] [kg/m 3 ] [%] AGP 2729,0 2660,0 2685,3 0,95 Areia grossa 2639,1 2610,1 2621,1 0,42 Areia fina 2641,2 2619,8 2627,9 0,31 AGRB 2613,3 2230,4 2377,0 6,57 Comparando os valores da massa volúmica e absorção de água com os das Tabelas 2.1, 2.4, 2.6 e 2.9, pode-se observar que a massa volúmica dos AP desta campanha é ligeiramente inferior à média (2674 kg/m 3 ), em cerca de 1%, a massa volúmica dos AGRB desta campanha é um pouco inferior à média (2393 kg/m 3 ), em cerca de 7%. O valor da absorção de água dos AP desta campanha é inferior à média (1,1%), em cerca de 16%, o que se considera aceitável, pois sabe-se que os AP tendem a apresentar valores não superiores a 1%. A absorção de água dos AGRB desta campanha é superior à média (5,95%), o que também se pode considerar aceitável, sabendo que os AGRB tendem a apresentar valores elevados de absorção de água Massa volúmica aparente Na Tabela 4.8, são apresentados os valores da baridade para os diferentes agregados. Tabela Baridade dos agregados Agregado Baridade [kg/m 3 ] AGP 1325,3 Areia grossa 1523,1 Areia fina 1512,6 AGRB 1233,9 Como seria expectável, os valores da baridade para os AGRB são inferiores ao AGP. Na comparação dos valores desta campanha com os dos de outros autores, apresentados nas Tabelas 2.2 e 2.7, conclui-se que a baridade dos AP desta campanha é ligeiramente inferior à média (1428 kg/m 3 ), em aproximadamente 8%, e que a baridade dos AGRB é praticamente igual à média (1231 kg/m 3 ) Teor de humidade Os valores relativos ao teor de humidade dos diferentes agregados são apresentados na Tabela 4.9. O teor de humidade das areias é baixo, pois foram utilizadas na constituição do betão após secagem em forno. Deste modo, os valores apresentados são apenas residuais. Na comparação 80

99 entre os AGP e o AGRB, é verificado, como esperado, um maior teor de humidade nos AGRB, de cerca de 2,7 vezes superior. De referir, que ao contrário das areias, os AGP e os AGRB não foram secos antes da sua utilização. É uma tendência que se repete, tal como na absorção de água. Tabela Teor de humidade dos agregados Agregado Teor de humidade [%] AGP 1,27 Areia grossa 0,2 Areia fina 0,1 AGRB 3, Índice de forma Na Tabela 4.10, são apresentados os valores do índice de forma dos agregados. Tabela Índice de forma dos agregados Agregado Índice de forma [%] AGP 13,7 AGRB 22,1 Comparando os valores desta campanha com os valores de outros autores apresentados nas Tabelas 2.5 e 2.10, observa-se uma tendência para os AP apresentarem um índice de forma mais baixo do que o dos AGRB. Tal pode ser justificado pelo modo como os AGRB foram obtidos, ou seja, através da trituração in situ numa britadeira de mandíbulas. Deste modo, os AGRB apresentam uma forma ligeiramente mais alongada, quando comparados com os AP, provenientes de britagem industrial. Os valores desta campanha apresentam semelhanças com os de Fonseca (2009) por se tratarem de agregados com as mesmas origens. Os valores de índice de forma para os AGP dos restantes autores diferem significativamente dos valores desta campanha. Tal pode estar relacionado com a origem dos agregados primários e o seu processo de trituração. Para os AGRB, esta diferença não é observada. No entanto, o valor de índice de forma dos AGRB desta campanha são mais baixos dos que os dos restantes autores, ou seja, são menos alongados Desgaste de Los Angeles O ensaio de desgaste de Los Angeles foi realizado sobre agregados com dimensão superior a 4 mm, tal como indicado na norma NP EN (2011). Como tal, as areias não foram submetidas a este ensaio. Na Tabela 4.11, são apresentados os valores do desgaste de Los Angeles. Tabela Desgaste de Los Angeles dos agregados Agregado Desgaste de Los Angeles [%] AGP 24,6 AGRB 41,1 81

100 Apresentação e análise de resultados Tal como expectável, os AGRB apresentam uma maior percentagem de material fragmentado do que os AGP, em cerca de 67%, e, segundo a especificação do LNEC E-373, os valores apresentados satisfazem o limite de desgaste máximo, indicado como 50%. Na comparação dos valores de desgaste de Los Angeles desta campanha com os valores de outros autores, apresentados nas Tabelas 2.3 e 2.8, conclui-se que o desgaste dos AP desta campanha é um pouco inferior à média (27,2%), em cerca de 11%, e que o desgaste dos AGRB desta campanha é praticamente igual à média (41,2%). Pode-se observar também que o desgaste dos AGRB é substancialmente superior ao dos AGP. Tal pode ser justificado pela pasta aderida aos AGRB, que apresenta uma fraca resistência Ensaio aos betões no estado fresco Neste subcapítulo, apresentam-se os resultados dos ensaios aos betões no estado fresco, segundo o descrito do subcapítulo Abaixamento Os ensaios do abaixamento foram realizados de modo a garantir uma trabalhabilidade de classe S3 (100 a 150 mm). Contudo, ainda se optou por reduzir o intervalo de valores de abaixamento para 125 ± 10 mm, de modo a que esta propriedade fosse o menos invariante possível. Na Tabela 4.12, são apresentados os valores da relação a/c e do abaixamento para o betão produzido para ensaios de resistência mecânica e para o ensaio slant shear (SS) Tabela Relação a/c e abaixamento do betão para ensaios de resistência mecânica e slant shear Betão Relação a/c Abaixamento Abaixamento (SS) [mm] [mm] BR 0, B20 0, B50 0, B100 0, Em todas as fases de betonagem, foi observada um ligeiro aumento do abaixamento, ao longo da taxa de substituição. No entanto, em ambos os casos, o abaixamento foi mantido dentro da classe estipulada. A relação a/c efectiva foi mantida em 0, Massa volúmica Tal como o ensaio de abaixamento, a massa volúmica foi registada em cada uma das betonagens indicadas. Na Tabela 4.13, é apresentada a massa volúmica do betão produzido para os ensaios de resistência mecânica e para o ensaio slant shear (SS). Tabela Massa volúmica do betão produzido para os ensaios de resistência mecânica e slant shear Betão Massa volúmica Massa volúmica (SS) [kg/m 3 ] [kg/m 3 ] BR 2370,9 2389,3 B ,6 2357,8 B ,2 2320,3 B ,4 2235,2 82

101 Na Tabela 4.13, pode-se observar a mesma tendência de diminuição da massa volúmica com o aumento da incorporação de agregados reciclados. Tal deve-se à menor massa volúmica dos AGRB em relação aos AP. Na Figura 4.4, é apresentada uma representação gráfica das massas volúmicas para as diferentes betonagens realizadas, cujos valores estão expostos na Tabela Massa volúmica [kg/m 3 ] Betão de caracterização Betão slant shear 2150 BR B20 B50 B100 Betão Figura Representação gráfica da massa volúmica para as betonagens realizadas É possível, por observação da Figura 4.4, perceber que a tendência da variação da massa volúmica é semelhante para ambos os casos. Tal era expectável, pois devido à menor massa volúmica dos AGRB face aos AGP e sabendo que os restantes constituintes se mantêm constantes, a massa volúmica dos betões com maior taxa de AGRB deverá ser menor também Ensaio aos betões no estado endurecido Neste subcapítulo, são apresentados os resultados dos ensaios aos betões no estado endurecido, segundo o descrito do subcapítulo Resistência à compressão Os resultados da resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias são apresentados na Tabela 4.14, bem com a variação dos resultados em relação ao betão de referência. Nas betonagens dos provetes para o ensaio de slant shear (tipo de betão-ss), também foram realizados cubos para ensaio à compressão aos 28 dias, para as diferentes taxas de substituição, cujos resultados são apresentados na Tabela Tabela Resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias, para todas as taxas de substituição Tipo de betão f cm,7 Δ f cm,28 Δ f cm,56 Δ [MPa] [%] [MPa] [%] [MPa] [%] BR 34,7-48,5-52,7 - B20 37,2 7,2 49,3 1,6 52,8 0,2 B50 36,3 4,6 47,9-1,2 49,1-6,8 B100 30,4-12,4 43,4-10,5 45,7-13,3 83

102 Apresentação e análise de resultados Tabela Resistência à compressão aos 28 dias, para as taxas de substituição, do betão produzido para o ensaio slant shear Tipo de betão f cm,28 [MPa] Δ [%] BR-SS 50,0 - B20-SS 47,5-5 B50-SS 46,1-7,8 B100-SS 42,7-14,6 Na Figura 4.5, é apresentada a evolução da resistência à compressão para as diferentes taxas de substituição. 60,00 Resistência à compressão [MPa] 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 7 dias 28 dias 56 dias 0, Taxa de substituição [%] Figura Evolução da resistência à compressão com a taxa de substituição Nas Figuras 4.6, 4.7 e 4.8, são apresentadas as resistências à compressão relativas, do presente estudo e campanhas analisadas, para os 7, 28 e 56 dias, respectivamente. Resistência à compressão relativa [%] 120,00 115,00 110,00 105,00 100,00 95,00 90,00 85,00 80, Taxa de substituição [%] Ceia (2013) Gomes (2007) Ferreira (2007) Fonseca (2009) Rahal (2007) Figura Resistência à compressão relativa ao BR, aos 7 dias, para as diferentes taxas de substituição 84

103 Resistência à compressão relativa [%] Taxa de substituição [%] Ceia (2013) Gomes (2007) Ferreira (2007) Rahal (2007) Fonseca (2009) Xiao (2005) Etxeberria et al. (2007) Kou et al. (2004) Figura Resistência à compressão relativa ao BR, aos 28 dias, para as diferentes taxas de substituição 110 Resistência à compressão relativa [%] Taxa de substituição [%] Ceia (2013) Fonseca (2009) Rahal (2007) Figura Resistência à compressão relativa ao BR, aos 56 dias, para as diferentes taxas de substituição É possível observar, nas figuras apresentadas, que existe uma tendência preponderante de perda de resistência com a taxa de substituição. Nesta investigação, existe um pequeno aumento de resistência com a taxa de substituição de 20%. No entanto, com o aumento da taxa de substituição, é evidente uma perda de resistência significativa. Nos casos em que se observa um aumento inicial de resistência com a taxa de substituição, caso o aumento da resistência para taxas de substituição seja pequeno, tal pode dever-se às partículas de cimento não hidratado contidas nos AGRB. No entanto, com um grande aumento de AGRB em relação aos AGP, o efeito do pior desempenho dos AGRB sobrepõe-se ao efeito das partículas de cimento nos AGRB. Em relação aos valores de Etxeberria et al. (2007), recorde-se que o BR foi produzido com menos cimento do que os restantes. Das campanhas analisadas, podem-se observar perdas máximas, para 7, 28 e 56 dias, a rondar 12, 37 e 13%, respectivamente. Aos 7 e 56 dias, as perdas máximas dizem respeito a esta campanha experimental. Aos 28 dias, a perda máxima desta campanha é de apenas 10%, o que representa uma perda muito inferior ao máximo observado. 85

104 Apresentação e análise de resultados Na Figura 4.9, é apresentada a evolução da resistência à compressão relativa ao BR ao longo do tempo Resistência à compressão relativa [%] BR B20 B50 B Dias Figura Resistência à compressão relativa ao BR em função da idade Por análise da Figura 4.9, é possível observar uma tendência semelhante entre o BR e o B100, no ganho da resistência com a idade, com ganhos de aproximadamente 41 e 51% aos 28 e 56 dias, respectivamente, enquanto que o B20 apresenta ganhos de 33 e 42% e o B50 apresenta ganhos de 32 e 37%, aos 28 e 56 dias respectivamente Resistência à tracção por compressão diametral Os resultados da resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias, para todas as taxas de substituição, são apresentados na Tabela Tabela Resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias, para todas as taxas de substituição. Tipo de betão f ctm,28 [MPa] Δ [%] BR 3,95 - B20 3,96 0,3 B50 3,61-8,6 B100 3,63-8,1 Na Figura 4.10, é apresentada a resistência à tracção relativa ao BR, para as diferentes campanhas analisadas. 86

105 Resistência à tracção por compressão diametral relativa [%] Taxa de substituição [%] Ceia (2013) Gomes (2007) Kou et al. (2004) Etxeberria et al. (2007) Figura Resistência à tracção por compressão diametral relativa ao BR, para as diferentes taxas de substituição Por análise da Figura 4.10, é possível observar uma tendência preponderante decrescente na resistência à tracção por compressão diametral em todas as campanhas. Os valores de Etxeberria et al. (2007), tal como tem sido recordado, devem ser analisados tendo em conta que o BR foi produzido com menos cimento. Para taxas de substituição de 100%, a resistência à tracção pode sofrer uma redução até 20%. Nos casos em que existe um pequeno aumento da resistência com o aumento da taxa de substituição, tal pode estar relacionado com a forma das partículas, o seu arranjo e o cimento não hidratado contido nos AGRB Módulo de elasticidade O módulo de elasticidade, para todas as taxas de substituição, é apresentado na Tabela Tabela Módulo de elasticidade, para as diferentes taxas de substituição Tipo de betão E cm,28 [MPa] Δ [%] BR 37,6 - B20 37,2-1,1 B50 34,5-8,2 B100 33,0-12,2 Na Figura 4.11, são apresentados os valores do módulo de elasticidade relativo, para as diferentes campanhas analisadas. Módulo de elasticidade relativo [%] Taxa de substiuição [%] Ceia (2013) Gomes (2007) Ferreira (2007) Fonseca (2009) Kou et al. (2004) Xiao (2005) Etxeberria et al. (2007) Figura Módulo de elasticidade, para as diferentes taxas de substituição 87

106 Apresentação e análise de resultados Da análise da Figura 4.11, é perceptível um decréscimo do módulo de elasticidade, em quase todas as campanhas. Esta redução, para a taxa de substituição de 100%, pode estar entre 50 e 90% do valor do módulo de elasticidade do BR e, no caso desta campanha, esta redução é de cerca de 88%. A maioria das campanhas apresentada perdas superiores às observadas nesta campanha e é possível indicar que, em algumas campanhas, para a taxa de substituição de 20%, existe apenas uma pequena diminuição do módulo de elasticidade. As perdas mais acentuadas do módulo de elasticidade podem estar relacionadas com a natureza do AGRB e, consequentemente, com a sua menor rigidez. Tal pode ser verificado analisando os valores de Gomes (2007), Ferreira (2007), Fonseca (2009) e os desta campanha, os quais apresentam uma perda semelhante ao longo da taxa de substituição e cujos agregados reciclados de betão são provenientes de fontes semelhantes. Já os agregados reciclados de Xiao (2005) e Etxeberria et al. (2007) são provenientes da demolição de betão estrutural Resistência à abrasão Na Tabela 4.18, é apresentada a perda de espessura no ensaio de abrasão. Tabela Resistência à abrasão, para as diferentes taxas de substituição Tipo de betão ΔL [mm] Δ [%] BR 3,52 - B20 3,52-0,1 B50 2,96 15,93 B100 3,67-4,22 Na Figura 4.12, é apresentada a resistência à abrasão relativa do betão, para as diferentes taxas de substituição, das campanhas analisadas Perda de espessura relativa [%] Ceia (2013) Fonseca* (2009) Fonseca** (2009) Evangelista (2007) Taxa de substituição [%] Figura Resistência à abrasão relativa, para as diferentes taxas de substituição * - cura em câmara húmida; ** - cura por imersão em água 88

107 Da análise da Figura 4.12, pode-se afirmar que não existe uma tendência linear que defina o efeito da incorporação de AR na resistência à abrasão. As maiores perdas registadas são para a taxa de 100%, no caso de Ceia (2013), para as taxas de 25% e 50% para Evangelista (2007) e para Fonseca (2009) para a taxa de 50% Ensaio slant shear No ensaio slant shear, foram medidos e calculados parâmetros que estão organizados nos seguintes subcapítulos. Após realização do ensaio, esses parâmetros são analisados e relacionados com as tensões de corte e normal. Na Tabela 4.19, são apresentadas as classificações adoptadas para os valores de coeficiente de correlação (R 2 ). Tabela Classificação qualitativa dos coeficientes de correlação Classificação Intervalo de valores Muito bom R 2 0,95 Bom 0,80 R 2 < 0,95 Aceitável 0,65 R 2 < 0,80 Não aceitável R 2 < 0, Rugosidade do substrato Antes da realização do ensaio e da betonagem da segunda metade do provete, foram realizadas leituras de rugosidade à superfície de interface, tal como indicado no subcapítulo 3.6. Nas Figuras 4.13 e 4.14, são apresentadas uma comparação entre as diferentes leituras efectuadas e uma comparação entre os diferentes tipos de superfície, respectivamente, e, nas Tabelas 4.20, 4.21, 4.22 e 4.23, são apresentados os parâmetros de rugosidade, descritos no subcapítulo 3.7, para as interfaces das ligações BR-BR, BR-B20, BR-B50, BR-B100, respectivamente. [mm]% 3,5% 3% 2,5% 2% 1,5% 1% 0,5% 0%!0,5%!1%!1,5%!2%!2,5% 0% 20% 40% 60% 80% 100% 120% 140% 160% 180% 200% Sem%tratamento% Escova%de%aço% Martelo%de%agulhas% [mm] Figura Comparação das leituras de rugosidade 89

108 Apresentação e análise de resultados Figura Comparação entre o tipo de tratamento de superfície: sem tratamento (esq.); escova de aço (centro); martelo de agulhas (dir.) Na Figura 4.13, é possível observar a grande diferença de rugosidade que existe entre cada tipo de tratamento. Para a superfície sem tratamento, a rugosidade é tão pequena, comparativamente com as restantes, que, à escala representada, não é possível detectar os pequenos altos e baixos. Para o tratamento com escova de aço, começa-se a notar alguns altos e baixos, representativos de uma maior rugosidade conseguida com este tratamento. O tratamento com martelo de agulhas é o que apresenta a maior rugosidade, atingindo picos que o destacam dos restantes tratamentos. O mesmo se pode constatar na Figura Tabela Valores dos parâmetros de rugosidade para a ligação BR-BR, para os diferentes tratamentos do substrato Tratamento do substrato Parâmetros de rugosidade Sem Escova Martelo de [mm] tratamento de aço agulhas Rugosidade média R a 0,054 0,227 1,266 Raiz quadrada da média da rugosidade ao quadrado R q 0,091 0,404 1,574 Altura média dos picos R pm 0,326 1,429 2,792 Profundidade média das depressões R vm 0,177 0,494 2,754 Média das amplitudes máximas R z(din) 0,503 1,923 5,547 Média da soma dos 5 picos e 5 depressões mais elevadas R z(iso) 1,095 4,282 7,695 Altura máxima dos picos R p 0,851 3,393 3,873 Profundidade máxima das depressões R v 0,309 1,095 3,864 Máxima amplitude R máx 0,995 4,430 7,172 Altura entre o pico e depressão mais elevada R y 1,159 4,489 7,737 90

109 Tabela Valores dos parâmetros de rugosidade para a ligação BR-B20, para os diferentes tratamentos do substrato Tratamento do substrato Parâmetros de rugosidade Sem Escova Martelo de [mm] tratamento de aço agulhas Rugosidade média R a 0,068 0,159 1,174 Raiz quadrada da média da rugosidade ao quadrado R q 0,088 0,327 1,444 Altura média dos picos R pm 0,194 1,256 2,565 Profundidade média das depressões R vm 0,174 0,367 2,611 Média das amplitudes máximas R z(din) 0,369 1,622 5,176 Média da soma dos 5 picos e 5 depressões mais elevadas R z(iso) 0,504 3,703 7,196 Altura máxima dos picos R p 0,295 3,121 3,666 Profundidade máxima das depressões R v 0,270 0,715 3,569 Máxima amplitude R máx 0,451 3,745 6,506 Altura entre o pico e depressão mais elevada R y 0,532 3,835 7,235 Tabela Valores dos parâmetros de rugosidade para a ligação BR-B50, para os diferentes tratamentos do substrato Tratamento do substrato Parâmetros de rugosidade Sem Escova Martelo de [mm] tratamento de aço agulhas Rugosidade média R a 0,064 0,177 1,090 Raiz quadrada da média da rugosidade ao quadrado R q 0,091 0,289 1,357 Altura média dos picos R pm 0,230 1,021 2,420 Profundidade média das depressões R vm 0,168 0,363 2,294 Média das amplitudes máximas R z(din) 0,398 1,384 4,714 Média da soma dos 5 picos e 5 depressões mais elevadas R z(iso) 0,732 2,659 6,925 Altura máxima dos picos R p 0,535 2,229 3,711 Profundidade máxima das depressões R v 0,240 0,504 3,251 Máxima amplitude R máx 0,719 2,652 6,353 Altura entre o pico e depressão mais elevada R y 0,775 2,733 6,962 Tabela Valores dos parâmetros de rugosidade para a ligação BR-B100, para os diferentes tratamentos do substrato Tratamento do substrato Parâmetros de rugosidade Sem Escova Martelo de [mm] tratamento de aço agulhas Rugosidade média R a 0,086 0,150 1,293 Raiz quadrada da média da rugosidade ao quadrado R q 0,136 0,264 1,606 Altura média dos picos R pm 0,244 1,002 2,576 Profundidade média das depressões R vm 0,153 0,289 2,658 Média das amplitudes máximas R z(din) 0,397 1,291 5,234 Média da soma dos 5 picos e 5 depressões mais elevadas R z(iso) 0,941 2,401 7,862 Altura máxima dos picos R p 0,717 2,078 4,033 Profundidade máxima das depressões R v 0,249 0,371 3,871 Máxima amplitude R máx 0,835 2,378 6,855 Altura entre o pico e depressão mais elevada R y 0,966 2,449 7,903 Definindo a interface sem tratamento como o tratamento de referência, é visível nas tabelas anteriores que, para o tratamento com escova de aço, existe um aumento geral de todos os parâmetros em relação ao de referência, resultante de uma remoção da leitada superficial da superfície e que, para o tratamento com martelo de agulhas, o aumento é significativamente 91

110 Apresentação e análise de resultados superior em relação ao aumento entre o tratamento de referência e o de escova de aço, devido à decapagem da superfície e consequente exposição dos agregados. Na Tabela 4.24, são apresentados os valores da média, desvio padrão e coeficiente de variação dos parâmetros de rugosidade, de todas as ligações consideradas. Tabela Média, desvio padrão e coeficiente de variação dos parâmetros de rugosidade, de todas as ligações Parâmetros Tratamento do substrato de Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas rugosidade Desvio COV Desvio COV Desvio COV Média Média Média [mm] padrão [%] padrão [%] padrão [%] R a 0,068 0,013 19,2 0,178 0,035 19,4 1,206 0,093 7,7 R q 0,101 0,023 22,8 0,321 0,061 19,0 1,495 0,116 7,7 R pm 0,249 0,056 22,4 1,177 0,204 17,3 2,588 0,153 5,9 R vm 0,168 0,011 6,4 0,378 0,085 22,5 2,580 0,199 7,7 R z(din) 0,417 0,059 14,2 1,555 0,282 18,1 5,168 0,343 6,6 R z(iso) 0,818 0,257 31,4 3,261 0,883 27,1 7,419 0,434 5,9 R p 0,600 0,241 40,1 2,705 0,650 24,0 3,821 0,167 4,4 R v 0,267 0,030 11,4 0,671 0,316 47,1 3,639 0,295 8,1 R máx 0,750 0,229 30,6 3,301 0,957 29,0 6,722 0,366 5,5 R y 0,858 0,268 31,2 3,377 0,953 28,2 7,459 0,437 5,9 Da análise da Tabela 4.24, pode dizer-se que se observam valores de coeficiente de variação ligeiramente altos para as superfícies sem tratamento e com tratamento de escova de aço, em comparação com as superfícies com tratamento com martelo de agulhas, pois qualquer pequena irregularidade provoca um desvio do que seria expectável, isto é, uma superfície muito pouco irregular. De um modo geral, entre todas as ligações, BR-BR, BR-B20, BR-B50 e BR-B100, não existem diferenças significativas dos parâmetros de rugosidade. Pode ainda concluir-se que a normalização do processo de tratamento da superfície, definido no subcapítulo 3.6, teve uma grande importância nos parâmetros de rugosidade, permitindo que houvesse uma maior igualdade entre provetes idênticos. Deste modo, diminuiu-se a possibilidade de os valores da resistência ao corte, com o mesmo tratamento, estarem afectados do parâmetro de rugosidade, permitindo que o efeito da substituição de AP por AGRB seja predominante. Nas análises que se seguem, os valores utilizados são os individuais para cada ligação e não a média Tensão de corte e normal na interface Os valores da tensão de corte e da tensão normal são apresentados nas Tabelas 4.25 e 4.26, respectivamente. Em todos os provetes ensaiados, foram observadas roturas adesivas. Deste modo, a análise em relação à rugosidade será centrada nos valores de tensão de corte. Tabela Tensão de corte na interface do ensaio slant shear, para os diferentes tratamentos, entre BR e BAGR [MPa] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 6,27 8,59 12,43 BR-B20 6,11 6,99 13,27 BR-B50 6,46 6,65 8,43 BR-B100 4,75 5,76 7,11 92

111 Tabela Tensão normal na interface do ensaio slant shear, para os diferentes tratamentos, entre BR e BAGR [MPa] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 3,62 4,96 7,17 BR-B20 3,53 4,04 7,66 BR-B50 3,73 3,84 4,87 BR-B100 2,74 3,33 4,10 Nas Figuras 4.15 e 4.16, são apresentados os valores da tensão de corte e tensão normal, respectivamente. 14,00 12,00 Tensão de corte [MPa] 10,00 8,00 6,00 4,00 Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas 2,00 0,00 BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B100 Ligação Figura Tensão de corte na interface, para os diferentes tratamentos, entre as diferentes ligações 8,00 7,00 6,00 Tensão normal [MPa] 5,00 4,00 3,00 2,00 Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas 1,00 0,00 BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B100 Ligação Figura Tensão normal na interface, para os diferentes tratamentos, entre as diferentes ligações 93

112 Apresentação e análise de resultados Em relação aos valores da tensão de corte, pode observar-se, tanto pela Tabela 4.25, como pela Figura 4.15, que existe uma diminuição geral da tensão ao longo da taxa de substituição e que os valores da tensão são tanto maiores quanto maior for a rugosidade causada pelo tratamento efectuado, ou seja, o tratamento com martelo de agulhas é o mais eficaz. Na Figura 4.17, são apresentados os valores do coeficiente de correlação entre a tensão de compressão dos provetes de slant shear e a tensão de corte, para os diferentes tratamentos. Resistência%ao%corte%[MPa]% 14,00% 12,00% 10,00% 8,00% 6,00% 4,00% 2,00% y%=%0,8371x%!%28,679% R²%=%0,7216% y%=%0,2031x%!%3,5661% R²%=%0,8495% y%=%0,3744x%!%10,439% R²%=%0,9267% Sem%tratamento% Escova%de%aço% Martelo%de%agulhas% 0,00% 42% 44% 46% 48% 50% 52% Resistência%à%compressão%[MPa]% Figura Correlação entre a tensão de compressão dos provetes slant shear e a tensão de corte, para os diferentes tratamentos Da Figura 4.17, é possível concluir que existe uma boa correlação, em geral, entre a tensão de compressão e a tensão de corte, ou seja, a influência da taxa de substituição é significativa. Os valores de correlação mostram também que existe uma influência das propriedades do betão mais fraco na resistência ao corte. Por não terem sido feito os ensaios respectivos, os valores da tensão de tracção, para o betão adicionado, foram calculados segundo a seguinte expressão do EC2: onde, f ctm - resistência à tracção média [MPa]; f cm - resistência à compressão média [MPa].!!"# = 0,3!!!" 8 (!/!) (4.1) Na Tabela 4.27, são apresentados os valores da resistência à tracção para o betão adicionado. 94

113 Tabela Valores da tensão de tracção para o betão adicionado Betão f cm [MPa] f ctm [MPa] BR 50,0 3,62 B20 47,5 3,48 B50 46,1 3,40 B100 42,7 3,19 Na Figura 4.18, são apresentados os valores de correlação entre a tensão de tracção dos provetes slant shear e a tensão de corte, para os diferentes tratamentos. Resistência ao corte [MPa] 14,00 12,00 10,00 8,00 6,00 4,00 2,00 y = 14,109x - 37,991 R² = 0,7232 y = 3,4438x - 5,8941 R² = 0,8504 y = 6,2864x - 14,521 R² = 0,9236 Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas 0,00 3,1 3,2 3,3 3,4 3,5 3,6 3,7 Resistência à tracção [MPa] Figura Correlação entre a tensão de tracção dos provetes slant shear e a tensão de corte, para os diferentes tratamentos Como era expectável, a correlação entre os valores de tensão de tracção apresenta valores muito semelhantes à correlação entre os valores de tensão de compressão e a tensão de corte. É possível reforçar a ideia de que existe uma influência significativa das propriedades do betão mais fraco na resistência ao corte. Interceptando os valores da tensão de corte com os parâmetros de rugosidade das Tabelas 4.20, 4.21, 4.22 e 4.23, e os coeficientes de correlação apresentados na Figura 4.17, procedese a uma análise mais detalhada em função do tratamento do substrato, sempre em comparação com a ligação BR-BR. Sem tratamento: na ligação BR-B20, observa-se uma ligeira diminuição da tensão de corte, em cerca de 3%; apesar de a rugosidade média ser ligeiramente superior à da ligação BR-BR, alguns outros parâmetros de rugosidade apresentam valores muito mais baixos; tratando-se de uma escala de valores muito pequena, a taxa de substituição de 20% de AP por AGRB pode ter influenciado essa diminuição; na ligação BR-B50, ocorre um pequeno aumento da tensão de corte, em aproximadamente 3%; neste caso, a rugosidade média continua a ser superior à da ligação BR-BR e os outros parâmetros apresentam agora valores ligeiramente 95

114 Apresentação e análise de resultados inferiores, ou seja, não tão baixos como na ligação BR-B20; o aumento dos parâmetros de rugosidade pode ser suficiente para contrariar o efeito da incorporação de 50% de AR; na ligação BR-B100, verifica-se a maior diminuição da tensão de corte, em cerca de 24%; nesta ligação, a rugosidade é superior à da ligação BR-BR e os restantes parâmetros são, em geral, muito semelhantes; no entanto, o pequeno aumento da rugosidade média não foi suficiente para contrariar o efeito da incorporação de 100% de AR. Escova de aço: na ligação BR-B20, ocorre uma diminuição acentuada da tensão de corte, em cerca de 19%; a rugosidade média é inferior à da ligação BR-BR e os restantes valores semelhantes ou ligeiramente inferiores; a taxa de substituição de 20% pode também ter contribuído para essa diminuição; na ligação BR-B50, verifica-se uma diminuição superior da resistência ao corte em relação à anterior, em aproximadamente 23%; nesta ligação, a rugosidade média é inferior à da ligação BR-BR, mas superior à da ligação BR-B20 e os restantes parâmetros apresentam, em geral, um valor inferior em relação às anteriores ligações; o efeito da taxa de substituição de 50% é mais evidente nesta ligação do que na anterior, porque, apesar do pequeno aumento da rugosidade em relação à anterior ligação, a perda em relação à da BR-BR é superior; na ligação BR-B100, observa-se a maior diminuição, correspondente a cerca de 33%; nesta ligação, tanto a rugosidade média como os restantes parâmetros apresentam valores ligeiramente menores do que as anteriores ligações; em adição ao efeito de uma pequena diminuição da rugosidade está o da incorporação de 100% de AGRB. Martelo de agulhas: na ligação BR-B20, verifica-se um ligeiro aumento da tensão de corte, em cerca de 7%; Neste caso, regista-se uma diminuição geral de todos os parâmetros de rugosidade em relação à ligação BR-BR; seria expectável que nesta ligação ocorresse um pequena diminuição, devido a valores de parâmetros de rugosidade mais baixos e uma taxa de substituição de 20%; o aumento pode estar relacionado com o facto de, ao longo da superfície do substrato, existirem zonas onde a rugosidade é mais elevada e nas quais não houve uma leitura; contudo, o aumento não é significativamente elevado para se considerar anormal; na ligação BR-B50, ocorre uma queda acentuada do valor da tensão de corte, em aproximadamente 32%; para esta ligação, os valores dos parâmetros de rugosidade são inferiores em relação às ligações anteriores; assim, e sabendo que se trata de uma taxa de substituição de 50%, pode-se considerar um valor aceitável; na ligação BR-B100, observa-se um valor mais baixo, com uma perda de aproximadamente 43%; neste caso, obteve-se um pequeno aumento geral dos 96

115 parâmetros de rugosidade; no entanto, e tendo em conta o efeito da taxa de substituição de 100%, a resistência ao corte diminui acentuadamente. Na Figura 4.19, é apresentada a resistência ao corte relativa à ligação BR-BR Resistência ao corte relativa [%] Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas 40 BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B100 Ligação Figura Resistência ao corte relativa ao BR-BR, para as diferentes ligações Por análise da Figura 4.19, é possível afirmar que existe uma perda de resistência ao corte com a taxa de substituição, em geral, para todos os tratamentos. Contudo, existem dois valores que não seguem essa tendência, o BR-B20 para o tratamento com martelo de agulhas e o BR-B50 para a superfície sem tratamento. No caso do primeiro, tal aumento pode estar relacionado com pequenos aumentos de rugosidade em algumas zonas nas quais a leitura de rugosidade não tenha sido efectuada. No caso do segundo, o pequeno aumento da rugosidade média, em relação à ligação BR-BR, e a não leitura de possíveis zonas com ligeiros aumentos de rugosidade, pode ser a causa deste aumento. Também se pode observar que, quanto mais agressivo for o tratamento para a superfície, maior será a perda registada. No caso do martelo de agulhas, a micro fissuração causada pela vibração e impacto das agulhas pode influenciar a resistência ao corte, sendo que este tratamento é o que apresenta maiores perdas para as taxas mais elevadas de substituição. No caso de superfícies sem tratamentos, como o substrato não sofre alteração e é realizado de igual forma, a perda registada deve-se principalmente ao efeito da incorporação de AR Correlação entre os parâmetros de rugosidade e a tensão de corte Neste subcapítulo, analisa-se a correlação entre os parâmetros de rugosidade e a tensão de corte, em função do tipo de tratamento, com o objectivo de entender a importância da rugosidade de uma superfície quando se estuda a resistência ao corte. Os valores de R 2 são apresentados na Tabela

116 Apresentação e análise de resultados Os parâmetros de rugosidade foram correlacionados com a tensão de corte assumindo uma relação linear. Tabela Valores de R 2 entre os parâmetros de rugosidade e as tensões de corte, para as diferentes ligações Parâmetros de rugosidade BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B100 Rugosidade média R a 0,9382 0,9996 0,9980 0,9066 Raiz quadrada da média da R q rugosidade ao quadrado 0,9673 0,9922 0,9871 0,9428 Altura média dos picos R pm 0,9937 0,8827 0,8658 0,9996 Profundidade média das depressões R vm 0,9286 1,0000 0,9994 0,8951 Média das amplitudes máximas R z(din) 0,9886 0,9736 0,9648 0,9725 Média da soma dos 5 picos e 5 R z(iso) depressões mais elevadas 0,9856 0,8551 0,8367 0,9963 Altura máxima dos picos R p 0,7569 0,4997 0,4742 0,8061 Profundidade máxima das depressões R v 0,9709 0,9903 0,9846 0,9476 Máxima amplitude R máx 0,9586 0,7908 0,7697 0,9790 Altura entre o pico e depressão mais R y elevada 0,9785 0,8356 0,8163 0,9923 É possível observar, nas ligações BR-BR, BR-B20 e BR-B50, que existe uma óptima correlação na maioria dos parâmetros, com os principais parâmetros de rugosidade, como a rugosidade média, a média das amplitudes máximas e a profundidade média das depressões, a rondar 98%. A ligação BR-B100 é ligeiramente diferente, com correlação com R a, R Z(DIN), e R vm a rondar 91, 97, e 90%, respectivamente. Este valores elevados confirmam o expectável, isto é, quanto maior for a rugosidade de uma superfície maior será a tensão de corte Coeficiente de coesão e coeficiente de atrito Tal como referido em 2.5.1, Santos (2009) definiu duas expressões para estimar o coeficiente de coesão e atrito, equações 4.2 e 4.3, respectivamente, em função do parâmetro de rugosidade R vm (profundidade média das depressões), para ligações BR-BR.!,!"#! =!1,062!!!" (4.2) onde, c - coeficiente de coesão; µ - coeficiente de atrito; R vm - profundidade média das depressões [mm].!,!"#! =!1,366!!!" (4.3) Nas Tabelas 4.29 e 4.30, são apresentados os valores de R vm e dos coeficientes de coesão e atrito calculados segundo as expressões de Santos (2009), respectivamente. Tabela Valores de R vm, para cada tratamento de superfície e cada ligação Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 0,177 0,494 2,754 BR-B20 0,174 0,367 2,611 BR-B50 0,168 0,363 2,294 BR-B100 0,153 0,289 2,658 98

117 Tabela Valores do coeficiente de coesão e de atrito, para cada tratamento e cada ligação, segundo as expressões 4.2 e 4.3 de Santos (2009) Tratamento\ligação BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B100 c µ c µ c µ c µ Sem tratamento 0,83 1,27 0,82 1,27 0,82 1,27 0,81 1,26 Escova de aço 0,96 1,33 0,92 1,31 0,92 1,31 0,89 1,30 Martelo de agulhas 1,23 1,42 1,22 1,42 1,20 1,41 1,22 1,42 Na Tabelas 4.31 e 4.32, são apresentadas as tensões de corte experimentais e as calculadas a partir das expressões 4.2 e 4.3 de Santos (2009) e a variação em relação aos valores experimentais, respectivamente. Tabela Tensão de corte experimental e a calculada a partir dos coeficientes de coesão e atrito, segundo as expressões 4.2 e 4.3 de Santos (2009) Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas Experimental Calculado Experimental Calculado Experimental Calculado BR-BR 6,27 7,87 8,59 10,38 12,43 15,08 BR-B20 6,11 7,74 6,99 8,92 13,27 15,71 BR-B50 6,46 7,69 6,65 8,34 8,43 11,20 BR-B100 4,75 6,40 5,76 7,54 7,11 10,28 Tabela Variação dos valores da tensão de corte calculados segundo as expressões 4.2 e 4.3 de Santos (2009) em relação aos valores experimentais [%] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 25,6 20,7 21,3 BR-B20 26,8 27,7 18,5 BR-B50 19,1 25,4 32,9 BR-B100 34,9 30,8 44,6 Pela análise da Tabela 4.32, é possível concluir que existe um variação significativa dos valores de tensão de corte experimental e os valores calculados pelas expressões de Santos (2009), sempre no sentido de os valores calculados serem sobre-estimativas dos valores experimentais. Tal acontece porque Santos (2009) define as suas expressões de acordo com as propriedades dos betões utilizados, isto é, as constantes apresentadas já têm a influência do tipo de betão e da rigidez diferencial, sem que seja possível ajustar a fórmula para outros tipos de betões. Deste modo, são apresentadas duas novas expressões para o cálculo do coeficiente de coesão e atrito, segundo o estudo de Santos (2009), a presente investigação e o modelo de elementos finitos desenvolvido e apresentado no capítulo 5.!,!"#$!!! =!0,1049!!!"#!!!"#!"!!!,!"!!,!"# (4.4)!,!"#"! =!1,5185!!!" (4.5) onde, c - coeficiente de coesão; 99

118 Apresentação e análise de resultados µ - coeficiente de atrito; R vm - profundidade média das depressões [mm]; f ctm - resistência à tracção média do betão [MPa]; E c,ad - módulo de elasticidade do betão adicionado aos 28 dias [MPa]; E c,sub - módulo de elasticidade do betão do substrato [MPa]. As expressões 4.4 e 4.5 serão referidas como as expressões de Ceia (2013) e foram desenvolvidas em duas fases. Na primeira fase, calculou-se a expressão do coeficiente de coesão e atrito, segundo o mesmo procedimento do que Santos (2009). Por falta de informação sobre a tensão de corte puro para esta campanha experimental, optou-se por assumir a mesma relação entre a tensão de corte e a tensão de corte puro de Santos (2009), a qual se verificou ser de aproximadamente 3,5. Com base na tensão de corte puro, é possível determinar o coeficiente de coesão segundo a seguinte expressão: onde, τ 0 - tensão de corte pura [MPa]; c - definido em 4.4; f ctd - resistência à tracção do betão [MPa].!!!! =!!!!"#! =>! =! (4.6)!!"# A partir do coeficiente de coesão, determinou-se a relação entre a coesão e R vm, e a expressão para o coeficiente de coesão, tal como Santos (2009). Com base nesse valor, e segundo a expressão 4.7, foi possível determinar o coeficiente de atrito: onde, τ - tensão de corte [MPa]; σ n - tensão normal na interface [MPa]; c e µ - definidos em 4.4; f ctd - definido em 4.6.! =!!!!"# +!!!!! (4.7) Após calculado o coeficiente de atrito, determinou-se a expressão que o relaciona com R vm, tal com para o coeficiente de coesão. As expressões 4.8 e 4.9 representam o coeficiente de coesão e atrito, respectivamente, determinados para os valores desta campanha.!,!""#! = 0,6034!!!" (4.8) onde, c, µ e R vm - definidos em 4.4 e 4.5.!,!"!#! = 1,3081!!!" (4.9) 100

119 Comparando as expressões 4.8 e 4.9 com as expressões 4.2 e 4.3 de Santos (2009) é possível observar a clara diferença no coeficiente de coesão. Com base nessa diferença e conhecendo os tipos de betões utilizados e as diferenças de rigidez entre betões, nos dois estudos, foi determinada a expressão 4.4 de modo a depender das propriedades do betão e da diferença de rigidez representasse o melhor possível os valores experimentais. Na Tabela 4.33, são apresentados os valores de R 2 calculados segundo as expressões 4.8 e 4.9. entre os valores experimentais e os Tabela Valores de R2 entre os valores experimentais e calculados segundo as expressões 4.8 e 4.9 Ligação R 2 BR-BR 0,9990 BR-B20 0,9996 BR-B50 0,9948 BR-B100 0,9815 Analisando os valores de R 2, pode-se dizer que existe uma muito boa correlação entre os valores experimentais e os valores calculados segundo as expressões 4.8 e 4.9, isto é, as expressões foram bem definidas de modo a representarem correctamente os valores experimentais. Na segunda fase, procedeu-se à calibração das novas expressões, de modo a englobar as propriedades do betão utilizado e obtiveram-se as expressões 4.4 e 4.5. Na Tabela 4.34, são apresentadas as tensões de corte experimentais e as calculadas segundo as expressões 4.4 e 4.5 dos coeficientes de coesão e atrito de Ceia (2013) e, na Tabela 4.35, são apresentadas as variações dos valores de tensão calculados em relação aos valores experimentais. Tabela Tensão de corte experimental e calculada segundo as expressões 4.4 e 4.5 dos coeficientes de coesão e atrito de Ceia (2013) Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas Experimental Calculado Experimental Calculado Experimental Calculado BR-BR 6,27 6,36 8,59 8,63 12,43 12,78 BR-B20 6,11 6,12 6,99 7,06 13,27 13,37 BR-B50 6,46 6,33 6,65 6,70 8,43 8,86 BR-B100 4,75 4,77 5,76 5,76 7,11 7,52 101

120 Apresentação e análise de resultados Tabela Variação dos valores da tensão de corte calculados segundo as expressões 4.4 e 4.5 de Ceia (2013), em relação aos valores experimentais [%] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 1,37 0,43 2,76 BR-B20 0,12 0,99 0,78 BR-B50-2,00 0,78 4,82 BR-B100 0,49-0, Da Tabela 4.35, conclui-se que existe uma boa aproximação da expressão aos valores experimentais, apresentando as maiores diferenças para o tratamento de agulhas. Estas diferenças neste tratamento podem estar relacionadas com a micro fissuração causada pelo martelo de agulhas, isto é, como a expressão apresenta valores maiores do que os experimentais, pode-se dizer que a micro fissuração influencia negativamente a resistência ao corte. Na Tabela 4.36, são apresentadas as tensões de corte experimentais e calculadas com as expressões de Ceia (2013), para o estudo de Santos (2009). Tabela Tensão de corte experimental de Santos (2009) e calculada segundo as expressões 4.4 e 4.5 de coeficiente de coesão e atrito de Ceia (2013) Tipo L28 Tipo de tratamento Tensão de corte Experimental Calculados (variação [%]) CM 10,47 9,82 (-6,63) EA 11,96 11,60 (-3,14) JA 18,52 18,06 (-2,56) JBA 22,77 21,80 (-4,45) EM 25,39 25,69 (1,15) Da Tabela 4.36, conclui-se que as tensões de corte, quando calculadas com as expressões definidas para o coeficiente de coesão e atrito, representam, de uma forma geral, as tensões experimentais, com pequenas variações que podem ir, no máximo, de -6,63 a 1,15%. Na Tabela 4.37, são apresentados os valores de R 2 entre os valores experimentais e os valores calculados segundo as expressões 4.4 e 4.5. Na Figura 4.20, pode-se observar uma comparação dos valores de tensão de corte experimentais e os valores calculados segundo as expressões 4.4 e 4.5. Tabela Valores de R 2 entre os valores experimentais e os valores calculados segundo as expressões 4.4 e 4.5 Ligação R 2 Santos (2009) 0,9957 BR-BR 0,9993 BR-B20 0,9999 BR-B50 0,9977 BR-B100 0,

121 Resistência ao corte [MPa] 30% 25% 20% 15% 10% 5% 0% 0% 1% 2% 3% 4% Rugosidade (R vm ) [mm] Santos%(2009)%exp.% BR!BR%exp.% BR!B20%exp.% BR!B50%exp.% BR!B100%exp.% Santos%(2009)%calculado% BR!BR%calculado% BR!B20%calculado% BR!B50%calculado% BR!B100%calculao% Figura Comparação entre os valores experimentais e calculados com as expressões 4.4 e 4.5 Por análise da Figura 4.20, e com base nos valores de R 2, pode-se concluir que as expressões do coeficiente de coesão e atrito desenvolvidos nesta dissertação, representam de forma quase exacta os valores experimentais Tensão de corte puro na interface Como neste estudo não foi determinada a rotura à tracção da interface para os diferentes tratamentos, a tensão de corte pura na interface é determinada a partir do coeficiente de coesão calculado com a expressão de Ceia (2013), segundo a seguinte expressão: onde, c - definido em 4.4; τ 0 e f ctd - definido em 4.5.!! =!!!!"#! (4.10) Na Tabela 4.38, são apresentadas as resistências à tracção para cada betão e, na Tabela 4.39, são apresentados os valores de coesão a partir dos quais se determina a tensão de corte pura para cada tipo de tratamento da superfície e para cada taxa de substituição. Tabela Resistência à tracção por compressão diametral aos 28 dias Tipo de betão f ctm,28 [MPa] BR 3,95 B20 3,96 B50 3,61 B100 3,63 103

122 Apresentação e análise de resultados Tabela Coesão calculada pela expressão 4.4 de Ceia (2013) Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 0,33 0,36 0,40 BR-B20 0,32 0,33 0,38 BR-B50 0,31 0,32 0,36 BR-B100 0,28 0,29 0,33 Determinados os valores de coesão, e de acordo com a resistência à tracção do betão mais fraco, determina-se a tensão de corte puro, apresentada na Tabela Tabela Tensão de corte puro [MPa] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 1,32 1,41 1,58 BR-B20 1,26 1,31 1,49 BR-B50 1,11 1,16 1,30 BR-B100 1,02 1,06 1, Análise comparativa entre valores teóricos e experimentais Começa-se por recordar as expressões de cálculo definidas no Model Code (2010), equação 4.11, e na NP - Eurocódigo 2 parte 1-1 (2010), equação 4.12, já simplificadas em relação às equações 2.6 e 2.7, devido ao facto de as seguintes expressões não apresentarem o coeficiente que representa a percentagem de armadura que atravessa a interface, pois neste estudo tal não foi incluído, e de não apresentarem os coeficientes de atrito. Pretende-se com estas simplificações determinar as tensões ao corte puro teóricas e compará-las com as obtidas, de acordo com as expressões definidas para os coeficientes de coesão e de atrito.! =!!"! =!!!!!"#! (4.11)! =!!!!"#! (4.12) onde, τ - tensão de corte [MPa]; τ coh - tensão devida à coesão causada pelo imbricamento dos agregados [MPa]; c - coeficiente de coesão; f ctd - tensão de rotura à tracção do betão mais fraco [MPa]. σ n - tensão devida ao esforço normal exterior mínimo na junta [MPa]. Observa-se que as expressões obtidas pelo Model Code e pelo EC2, para determinar a tensão de corte puro, são iguais. Na Tabela 4.41, são apresentados os valores dos coeficientes de coesão e de atrito, segundo os regulamentos e as expressões de Ceia (2013). 104

123 Tabela Valores dos coeficientes de coesão e de atrito dos regulamentos e calculados segundo as expressões 4.4 e 4.5 de Ceia (2013) Tipo de tratamento Tipo de ligação Sem tratamento / liso Escova de aço / rugoso Martelo de agulhas / muito rugoso c µ c µ c µ Model Code 0,35 0,5 a 0,7 0,45 0,7 a 1,0 0,50 1,0 a 1,4 EC2 0,20 0,60 0,40 0,70 0,50 0,90 BR-BR 0,33 1,42 0,36 1,48 0,40 1,58 BR-B20 0,32 1,42 0,33 1,46 0,38 1,57 BR-B50 0,31 1,42 0,32 1,46 0,36 1,57 BR-B100 0,28 1,41 0,29 1,45 0,33 1,58 Pode-se observar, na Tabela 4.41, que os valores do coeficiente de coesão tendem a apresentar valores muito próximos dos propostos nos regulamentos, enquanto que os valores para o coeficiente de atrito são, em geral, muito superiores. Na Tabela 4.42, são apresentados os valores da tensão de corte, segundo os regulamentos e os desta campanha experimental. Tabela Valores da tensão de corte, segundo os regulamentos e experimentais Autor Tratamento BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B100 Sem tratamento 1,38 1,39 1,26 1,27 Model Code (2010) Escova de aço 1,78 1,78 1,62 1,63 Martelo de agulhas 1,98 1,98 1,80 1,82 Sem tratamento 0,79 0,79 0,72 0,73 EC2 (2010) Escova de aço 1,58 1,58 1,44 1,45 Martelo de agulhas 1,98 1,98 1,80 1,82 Sem tratamento 1,32 1,26 1,11 1,02 Ceia (2013) Escova de aço 1,41 1,31 1,16 1,06 Martelo de agulhas 1,58 1,49 1,30 1,21 Na Tabela 4.43, são apresentados os desvios padrões e variações entre os valores de tensão de corte regulamentares e experimentais. Tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas Tabela Desvio padrão e variação entre os valores segundo os regulamentos e experimentais Desvio padrão [MPa] 105 Tipo de ligação BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B100 Var. [%] Desvio padrão [MPa] Var. [%] Desvio padrão [MPa] Var. [%] Desvio padrão [MPa] Var. [%] 0,33 27,95 0,31 27,49 0,28 27,05 0,27 26,82 0,18 11,51 0,23 14,98 0,23 16,38 0,29 20,95 0,23 12,55 0,28 15,61 0,29 17,69 0,35 21,98 Na Tabela 4.42, é possível observar que o EC2 penaliza em demasia a tensão de corte para tratamentos lisos ou pouco rugosos e que os regulamentos não têm em conta o efeito da rigidez diferencial, ou seja, os regulamentos tendem a apresentar uma rugosidade que apenas

124 Apresentação e análise de resultados depende da resistência à tracção, incluindo assim o efeito do betão mais fraco, mas não o efeito da diferença de rigidez entre betões e, como tal, os valores apresentados dentro do mesmo tratamento apresentam valores semelhantes. Também se pode afirmar que a superfície com tratamento de martelo de agulhas pode não ser considerada rugosa segundo os regulamentos Conclusões Esta campanha experimental permitiu o desenvolvimento de uma série de resultados que caracterizam os agregados primários e reciclados, o betão no estado fresco e endurecido e a resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados reciclados. Nos subcapítulos seguintes, são apresentadas as conclusões sobre cada um desses resultados Propriedades dos agregados Neste estudo, concluiu-se que os agregados primários diferem em aspectos importantes, como absorção de água, massa volúmica, resistência mecânica e geometria, quando comparados com os agregados reciclados grossos de betão. Em relação aos valores da massa volúmica, existe uma diferença aproximadamente de 16% entre os AP e os AGRB. Os AGRB apresentam o menor valor o que é justificado pelo facto de a pasta aderida aos AGRB ter uma porosidade mais elevada e assim uma massa volúmica menor. Para os valores de resistência mecânica, as diferenças rondam 67% sendo que os AGRB são menos resistentes. Tal deve-se à pasta cimentícia aderida aos AGRB que apresenta uma menor resistência que a dos AP. Os valores de absorção de água diferem em 592%, ou seja, os AGRB apresentam uma absorção de água sete vezes superior aos AP. Como referido, os AGRB apresentam uma maior porosidade devido à pasta aderida, ou seja, uma maior facilidade de penetração de água nos poros. Em relação ao índice de forma, os AGRB apresentam um valor cerca de 61% superior. Esta diferença pode ser justificada pelo facto dos AGRB terem sido triturados in situ por uma britadeira de maxilas, enquanto que os AP foram triturados industrialmente e provavelmente com dois ciclos Propriedades do betão no estado fresco Nesta campanha experimental, concluiu-se que a tendência expectável para a massa volúmica, isto é, a sua diminuição com o aumento da taxa de substituição, é de facto observada, o que pode ser explicado pelo facto de a massa volúmica dos AGRB ser inferior à dos AP e de nenhum outro constituinte do betão ser alterado. A trabalhabilidade é fortemente afectada pela quantidade de água de amassadura, ou seja, pela relação a/c efectiva. De modo a evitar que a relação a/c efectiva se alterasse, foi adicionada mais água à amassadura, para compensar a absorção de água dos AGRB. O observado dos 106

125 resultados de abaixamento foi que um existe ligeiro aumento com a taxa de substituição, mas que se encontra dentro do estabelecido previamente (125 ± 10 mm) Propriedades do betão no estado endurecido No presente estudo, conclui-se que a utilização de agregados grossos reciclados de betão resulta, de um modo geral, numa ligeira perda de todas as propriedades mecânicas. Para a resistência à compressão aos 28 dias, observa-se um pequeno ganho para a taxa de substituição de 20% e perdas para as restantes taxas, sendo que, para a taxa de 100%, se verifica uma perda de 10,5%. Também se verifica que, ao longo da idade, os ganhos observados para a taxa de 20% tendem a diminuir e as perdas nas taxas de 50 e 100% a aumentar. Para a resistência à tracção por compressão diametral, verifica-se a mesma tendência que na resistência à compressão. Observa-se um pequeno aumento de 0,3% para a taxa de substituição de 20% e perdas de 8,6 e 8,1% para as taxas de 50 e 100%, respectivamente. É importante referir que estes ensaios são sensíveis a prováveis irregularidades da matriz cimentícia, o que pode explicar algumas das variações observadas. A geometria das partículas também pode ajudar a explicar alguns dos resultados, sendo que os AGRB são ligeiramente mais alongados, podendo provocar um arranjo de partículas menos favorável. No módulo de elasticidade, observa-se uma tendência mais clara de perda, sendo que, para a taxa de substituição de 20%, esta é apenas de 1,1%, o que se pode considerar aceitável. Para as taxas de 50 e 100%, as perdas atingem 8,2 e 12,2%, respectivamente. Estas perdas podem estar relacionadas com a menor rigidez dos AGRB e consequentemente maior deformação para a mesma tensão, em relação aos AP. Para a resistência à abrasão, não é possível estabelecer uma relação clara entre a taxa de substituição e o desgaste. Enquanto que, para o B20 o B100, os valores observados são superiores aos do BR, em 0,1 e 4%, respectivamente, para o B50 os valores são inferiores em 16% Resistência ao corte Ao longo de todo o processo relativo ao ensaio de resistência ao corte, foram retiradas conclusões sobre alguns factores: a rugosidade; as diferenças entre as rugosidades das quatro ligações, BR-BR, BR-B20, BR-B50 e BR-B100, para o mesmo tratamento; as relações entre as características do betão adicionado e a tensão de corte; as relações entre as diferenças de rugosidade para o mesmo tratamento e o efeito do aumento da taxa de substituição; a correlação entre o tratamento da superfície e a tensão de corte. Em relação à rugosidade, foi possível observar uma regularidade nos parâmetros analisados, com pequenas variações dentro do mesmo tratamento, e com um aumento claro em todos os parâmetros ao longo dos tratamentos. Esta regularidade em cada tratamento foi conseguida através de uma boa utilização e manutenção dos moldes criados, no caso da superfície sem tratamento, e com a normalização do processo de tratamento das superfícies executadas com a escova de aço e 107

126 Apresentação e análise de resultados martelo de agulhas. Com isto, foi reduzida a entropia que existiria caso houvesse diferenças elevadas em cada tratamento. Na relação entre as características do betão adicionado e a tensão de corte, observa-se que existem coeficientes de correlação bons e muito bons, o que indica que o efeito da rigidez diferencial é predominante face às pequenas diferenças de rugosidade, pois, mesmo havendo pequenas diferenças de rugosidade, para o mesmo tratamento, a tensão de corte tende a diminuir com a taxa de substituição. Em relação à correlação entre o tratamento da superfície e a tensão de corte, para cada ligação, observa-se que, para a maioria dos coeficientes de correlação, é muito boa. Tal permite concluir que, quanto maior for a rugosidade, maior será a tensão de corte, tal como era expectável. Em relação aos diferentes tipos de tratamento, observou-se que, quanto mais agressivo for o tratamento para a superfície, maiores são as perdas de resistência ao corte com a incorporação de AGRB. No tratamento com martelo de agulhas, este fenómeno pode estar relacionado com a micro fissuração causada pela vibração e impacto das agulhas na superfície. Os valores de resistência ao corte apresentam claras melhorias com o aumento da rugosidade entre cada tratamento e perdas significativas ao longo da taxa de substituição. Para os tratamentos estudados e para as ligações executadas, observam-se as seguintes diferenças: Em função do tipo de tratamento: BR-BR - ganho de 37% e 98%, em relação à ausência de tratamento, para o tratamento com escova de aço (EA) e para o tratamento com martelo de agulhas (MA), respectivamente; BR-B20 - ganho de 14% e 117%, em relação à ausência de tratamento, para EA e MA, respectivamente; BR-B50 - ganho de 3% e 30%, em relação à ausência de tratamento, para EA e MA, respectivamente; BR-B100 - ganho de 21% e 50%, em relação à ausência de tratamento, para EA e MA, respectivamente. Em função do tipo de ligação: sem tratamento - perda de 3% e 27% em relação ao BR-BR, para BR-B20 e BR-B100, respectivamente e ganho de 3% para BR-B50; escova de aço - perda de 19, 23 e 33% em relação ao BR-BR, para BR-B20, BR-B50 e BR-B100, respectivamente; martelo de agulhas - perda de 32 e 43% em relação ao BR-BR, para BR-B50 e BR- B100, respectivamente e ganho de 7% para BR-B20. A influência da incorporação de AGRB na constituição do betão na resistência ao corte deve ser tida em conta, pois introduzem uma perda de rigidez do betão. Tal como será explicado no capítulo 5, a diferença de rigidez entre agregados é um factor que deve ser tido em conta devido à diferença de rigidez entre o betão do substrato e o adicionado. 108

127 5. Modelação numérica 5.1. Introdução No presente capítulo, apresenta-se o modelo numérico em elementos finitos, desenvolvido no software Abaqus, com o objectivo de compreender melhor o efeito da incorporação dos agregados grossos reciclados de betão, isolando os efeitos da rigidez diferencial entre a camada de betão do substrato e a de betão adicionado. O método dos elementos finitos é um processo numérico que permite solucionar equações diferenciais parciais de uma forma aproximada, simplificando o problema através da sua divisão em elementos mais pequenos, tanto mais pequenos quanto maior a precisão pretendida, que podem ser resolvidos relacionando-os entre si. A grande vantagem na resolução de problemas recorrendo a elementos finitos é que permite uma enorme capacidade de simplificação do problema, uma vez que é possível atribuir propriedades físicas aos elementos que o compõe, entre as quais a tensão de compressão, o módulo de elasticidade, o coeficiente de coesão e o coeficiente de atrito. Este modelo, após calibrado, possibilitará a execução de mais ensaios de slant shear, que, por sua vez, podem ajudar a calibrar ou confirmar as expressões utilizadas para o coeficiente de coesão e atrito, para os betões com incorporação de agregados reciclados Modelo de elementos finitos Na modelação numérica, pode-se considerar três fases importantes: pré-processamento ou modelação; simulação; pós-processamento; A modelação consiste na criação dos elementos necessários para a execução do ensaio, bem como as suas propriedades, tal como ocorreu experimentalmente. A simulação é o processo que reproduz o ensaio e permite a visualização dos acontecimentos. O pós-processamento é a fase crucial deste processo, pois consiste na interpretação dos valores obtidos e nas calibrações necessárias Modelação Neste subcapítulo, descrevem-se as etapas da modelação, sendo estas a criação dos elementos, a definição das propriedades e interacções entre elementos, a definição dos carregamentos e a definição da malha Criação dos elementos A modelação de elementos finitos, no software Abaqus, inicia-se com a definição das peças intervenientes nos fenómenos físicos a serem estudados. As peças deverão ser criadas consoante existam elementos no modelo com fronteiras geométricas definidas ou materiais distintos. Para a simulação do ensaio de resistência ao corte, são criadas duas peças, uma que diz respeito ao betão regular e outra para o betão com agregados reciclados. Quando juntas, as 109

128 Modelação numérica dimensões são as do provete utilizado no ensaio slant shear (150x150x450 mm 3 ). Na Figura 5.1, são apresentadas as peças criadas para este modelo. Figura Peça "betão de referência" (esq.) e peça betão com agregados grossos reciclados (dir.) Definição das propriedades As propriedades dos materiais são um dos principais pontos na modelação dos fenómenos, uma vez que estas definem o seu comportamento mecânico. Neste estudo, como se estuda a resistência ao corte da interface entre betão normal e betão com agregados grossos reciclados, a peça BR apresenta em todos os casos as mesmas propriedades. No entanto, como a peça BAGR representa o betão no qual se faz a incorporação de agregados reciclados, as suas propriedades variam consoante a taxa de substituição. Manteve-se o coeficiente de Poisson igual a 0,2 para todos os betões e definiu-se um comportamento elástico linear. Nas Tabelas 5.1 e 5.2, são apresentadas as propriedades das diferentes peças. Betão Tabela Propriedades da peça "BR" Massa volúmica da peça BR [kg/m 3 ] f cm,56 da peça BR [MPa] E cm,28 [MPa] BR 2370,9 52,7 37,6 Tabela Propriedades da peça "BAGR" Betão Massa volúmica da peça BAGR f cm,28 da peça BAGR E cm,28 [kg/m 3 ] [MPa] [MPa] BR 2389,3 50,0 37,6 B ,8 47,5 37,2 B ,3 46,1 34,5 B ,2 42,7 33,0 Estas propriedades são assim atribuídas a cada peça, consoante o ensaio que se pretende Interacção entre elementos e condições de fronteira As duas peças criadas são agora posicionadas de modo a originarem o provete do ensaio slant shear. Nesta união, é criada uma superfície, na qual são definidas as propriedades segundo 110

129 uma ligação de coesão. Na Figura 5.2, são apresentadas as peças posicionadas e a definição da interface rugosa. Figura Peças posicionadas (esq.) e definição da superfície rugosa (dir.) Na definição da interface, foi criada uma superfície mestre, na peça BR e uma superfície passiva, na peça BAGR. Estas superfície são ligadas através de uma interacção, na qual são definidas as propriedades da ligação, que para este estudo, foi definida como uma ligação coesiva. De modo a que o provete fique totalmente modelado, é necessário definir as condições de fronteira para simular o melhor possível as condições do ensaio. Na base, são restringidos os deslocamentos nas três direcções, simulando uma base fixa na qual o provete não se desloca, tal como ocorre na campanha experimental. No topo, são restringidos os dois deslocamentos horizontais. No topo, o provete não se desloca horizontalmente, mas o deslocamento vertical é livre, simulando o deslocamento da prensa Definição da malha A dimensão da malha do elemento deve ser adequada, de modo a que seja possível obter resultados viáveis em função do tempo de análise. No caso de uma malha grosseira, os valores obtidos são demasiado dispersos e não correspondem aos observados na realidade. Com a diminuição das dimensões dos elementos da malha, é possível obter resultados mais precisos, mas o tempo de cálculo é substancialmente superior. Neste trabalho, foi adoptada uma malha linear de 8 nós, na qual resultam 1950 elementos na peça BR e 2100 elementos na peça BAGR Definição do carregamento De modo a simular correctamente o ensaio slant shear, o carregamento foi definido como uma força uniformemente distribuída pela superfície de contacto no topo. Na Tabela 5.3, são 111

130 Modelação numérica apresentadas as forças de contacto uniformemente distribuídas pela superfície de contacto, na rotura dos provetes nos ensaios experimentais. Tabela Força uniformemente distribuída pela superfície de contacto, dos ensaios experimentais [N/mm 2 ] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas BR-BR 14,47 19,85 28,70 BR-B20 14,10 16,14 29,53 BR-B50 14,92 15,36 19,47 BR-B100 10,96 13,30 16, Simulação e pós-processamento A simulação e o pós-processamento são duas fases que estão bastante ligadas. A visualização e análise de dados é um processo iterativo, sendo que, após uma simulação é necessário comparar com os valores experimentais e proceder à calibração do modelo, caso necessário. Nesta fase, são executadas doze simulações, correspondendo aos três tratamentos de superfície efectuados e às quatro taxas de substituição. Nas Tabelas 5.4 e 5.5, são apresentadas as tensões de corte e normais, respectivamente, obtidas experimentalmente e pelo software Abaqus. Tabela Tensão de corte média experimental e do software Abaqus [MPa] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas Experimental Abaqus Experimental Abaqus Experimental Abaqus BR-BR 6,27 6,26 8,59 8,59 12,43 12,42 BR-B20 6,11 6,10 6,99 6,99 13,27 12,78 BR-B50 6,46 6,47 6,65 6,66 8,43 8,44 BR-B100 4,75 4,75 5,76 5,77 7,11 7,11 Tabela Tensão normal média experimental e do software Abaqus [MPa] Tipo de ligação Tipo de tratamento Sem tratamento Escova de aço Martelo de agulhas Experimental Abaqus Experimental Abaqus Experimental Abaqus BR-BR 3,62 3,62 4,96 4,96 7,17 7,17 BR-B20 3,53 3,52 4,04 4,03 7,66 7,38 BR-B50 3,73 3,73 3,84 3,84 4,87 4,87 BR-B100 2,74 2,74 3,33 3,33 4,10 4,11 Por análise das Tabelas 5.4 e 5.5, pode-se concluir que as tensões obtidas pelo software Abaqus e experimentalmente são praticamente iguais, ou seja, o modelo está calibrado com as condições definidas em 5.2. A incorporação de agregados reciclados de betão tem repercussões pelo facto de os betões com incorporação de agregados grossos reciclados apresentarem uma perda de rigidez em relação ao betão de referência e assim as tensões de corte tenderem a diminuir ao longo da taxa de substituição. Pode-se assim afirmar que a distribuição de tensões é afectada pela diferença de propriedades entre o betão do substrato e o adicionado. 112

131 5.4. Evolução das tensões de corte na superfície de interface Pretende-se neste subcapítulo entender o andamento das tensões de corte na superfície de interface. Para tal, no software Abaqus, foi definida uma linha média do provete, tal como mostra a Figura 5.3. Figura Linha média da superfície de interface Na Figura 5.4, é apresentada a evolução das tensões, ao longo da linha média da superfície de interface, com o aumento da rigidez diferencial. Para tal, o provete foi submetido a um deslocamento da face superior de 1 mm e foram registados os valores das tensões de corte na linha média representada na Figura 5.3. O ponto A representa o ponto inicial da superfície média e o ponto B, o ponto final Tensão de corte [MPa] BR-BR BR-B20 BR-B50 BR-B Superfície de interface [mm] Figura Evolução das tensões, ao longo da linha média da superfície de interface, Pode-se observar, na Figura 5.4, que com o aumento do efeito da diferença de rigidez entre o betão de substrato e o adicionado, existe uma diminuição das tensões ao longo de quase toda a superfície. Contudo, forma-se, no final da linha média, uma zona de tensões concentradas mais elevadas. Este aumento de tensões nesta zona justifica a rotura de alguns provetes, tal como ilustrado na Figura

132 Modelação numérica Figura Rotura de provetes causado pela concentração de tensões 5.5. Conclusão Com a execução do modelo de elementos finitos, foi possível retirar algumas conclusões, tanto para o conhecimento dos efeitos da diferença de rigidez, entre o betão de substrato e o adicionado, como para o desenvolvimento das expressões de cálculo do coeficiente de coesão e atrito, definidas no subcapítulo Foi ainda possível justificar algumas roturas de provetes em zonas em que não era expectável. A perda de resistência deve-se principalmente ao efeito da diferença de propriedades entre o betão de substrato e adicionado. Foi possível definir o andamento de tensões com o aumento da diferença de rigidez, o que provocou uma concentração de tensões na parte inferior do provete, levando a uma rotura do betão. Quando se faz uma ligação entre betões semelhantes, as tensões encontram-se uniformemente distribuídas ao longo da superfície. Em nenhum dos casos, essa concentração ou distribuição uniforme seria suficiente para provocar uma rotura coesiva do provete. 114