RESISTÊNCIA À PENETRAÇÃO DE CLORETOS DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES PRODUZIDOS COM DIFERENTES TIPOS DE LIGANTE

RESISTÊNCIA À PENETRAÇÃO DE CLORETOS DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES PRODUZIDOS COM DIFERENTES TIPOS DE LIGANTE S. REAL J.A. BOGAS Eng.ª Civil Prof. Eng.ª Civil IST IST Lisboa; Portugal Lisboa; Portugal sofia.real@tecnico.ulisboa.pt abogas@civil.ist.utl.pt J. CORTÊS J. PONTES Eng.ª Civil Eng.º Civil IST IST Lisboa; Portugal Lisboa; Portugal joao.cortes@tecnico.ulisboa.pt jorge.pontes@tecnico.ulisboa.pt RESUMO No presente artigo caracteriza-se a resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes tipos de ligante e de agregado, envolvendo a realização de ensaios acelerados de migração de cloretos, absorção capilar e resistividade elétrica. Em geral, verifica-se que a resistência à penetração de cloretos pode ser fortemente afetada pelo tipo de ligante e relação água/ligante (a/l), com alterações no coeficiente de difusão de até uma ordem de grandeza quando se fazem variar estes parâmetros. O tipo de agregado assumiu menor influência na resistência à penetração de cloretos, tendo-se obtido desempenhos idênticos para um dado tipo de ligante e relação a/l. Ao contrário do recomendado na principal normalização, a resistência à penetração de cloretos não deve ser relacionada com a resistência à compressão do betão. Conclui-se que os BEAL de maior densidade podem atingir soluções de elevada durabilidade, com desempenhos pelo menos semelhantes aos dos betões de massa volúmica normal. 1. INTRODUÇÃO Ao contrário do que sucede nos betões de massa volúmica normal (BAN), existe ainda um menor conhecimento dos fenómenos que regem a durabilidade dos betões estruturais de agregados leves (BEAL). São ainda escassos os trabalhos que abordam o comportamento dos BEAL para diferentes tipos de agregado e classes de resistência. Por esse motivo, na literatura são reportados resultados contraditórios. Enquanto alguns autores documentam maiores permeabilidades nos BEAL [1, 2], outros sugerem desempenhos pelo menos idênticos face aos BAN de igual composição [3, 4]. Porém, na durabilidade dos betões, o sistema compósito agregado-pasta deve ser analisado como um todo e não como a soma da contribuição separada destas duas fases [, 6]. Apesar dos agregados leves apresentarem maior permeabilidade, outros fatores como a proteção providenciada pela pasta [6, 7] e a melhor qualidade da zona de transição agregado-pasta geralmente apresentada pelos BEAL [3, 4], contribuem para o bom desempenho dos betões leves. Em ensaios de migração acelerada, semelhantes aos efetuados no presente trabalho, os resultados obtidos por Liu et al. [8] e Bogas [9] indiciam uma maior importância da matriz cimentícia nos fenómenos que controlam a resistência à penetração de cloretos. Alguns trabalhos de investigação têm em consideração a influência da incorporação de adições na durabilidade dos BEAL, embora de forma não sistematizada para diferentes composições e níveis de resistência [9, 1]. Em geral, verifica-se que apenas para períodos de cura longos, a cinza volante é eficaz na melhoria da resistência à penetração de cloretos [9, 11]. Por sua vez, a ação benéfica da sílica de fumo (SF) na resistência à penetração de cloretos, é documentada por vários autores [9, 12], embora existam grandes divergências em relação ao seu nível de contribuição. 1

Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados Este artigo pretende contribuir para uma melhor caracterização da durabilidade ao ataque de cloretos dos BEAL. Para tal, foi realizado um vasto trabalho experimental que tem em consideração diferentes tipos de ligante e de agregado, envolvendo uma ampla gama de classes de resistência e de massa volúmica. Desse modo, é possível abranger os diferentes tipos de BEAL mais correntemente utilizados. São analisados os principais fatores que podem influenciar a resistência à penetração de cloretos, nomeadamente a relação água/ligante (a/l), o tipo de ligante e o de agregado. 2. PROGRAMA EXPERIMENTAL 2.1 Materiais Para o presente estudo, foram selecionados quatro tipos de agregado grosso leve: dois tipos de agregado leve (AL) de argila expandida de origem nacional, designados por Leca e Argex, sendo a Argex fornecida em duas frações granulométricas distintas (Argex 2-4 e Argex 3-8F); um tipo de agregado de cinzas volantes sinterizadas proveniente de Inglaterra e designado por Lytag; um tipo de agregado de ardósia expandida proveniente dos EUA e designado por Stalite. As principais características destes agregados com porosidades bastante distintas são indicadas na Tabela 1. Para os betões de referência produzidos com agregados grossos de massa volúmica normal (AN), foram selecionadas duas britas calcárias de diferente granulometria (Bago de arroz e Brita 1, Tabela 1). Tanto as duas frações de Argex como as de brita calcária foram posteriormente combinadas de modo a possuírem granulometria idêntica à dos restantes agregados grossos leves (66% Brita 1 e 34% Bago de Arroz; 3% Argex 3-8F e 7% Argex 2-4). Todos os betões foram produzidos com areia natural siliciosa, correspondendo a cerca de 3% de Areia Fina e 7% de Areia Grossa (Tabela 1). Na produção dos betões foi utilizado cimento tipo I 42,R, cinzas volantes (CZ) de classe F com 13,8% de resíduo no peneiro de 4 m e índice de reatividade de 84,4%, e ainda SF com 94,3% de SiO 2 e 96,4% de resíduo no peneiro de 4 m. Nas misturas de maior compacidade, foi utilizado um superplastificante de base policarboxilica. Propriedade Leca Argex 2-4 Tabela 1 - Caracterização dos agregados Agregados leves Argex 3-8F Lytag Stalite Brita 1 Agregados de massa volúmica normal Bago de Arroz Areia Fina Massa volúmica seca (kg/m 3 ) 176 669 97 1338 1483 2646 2683 26 2617 Baridade seca (kg/m 3 ) 624 377 33 7 76 139 1346 169 178 Absorção às 24h (%) 1,8 21,4 19,3 17,9 3,6,7,4,2,3 Fração granulométrica (di/di) 4/11,2 4/8 4/11,2 4/11,2 8/16 /8 4/11,2 /1 /4 Porosidade aberta (%) 4,7, 8 39,8 14,9 - - - - 2.2 Composição e produção de misturas Foram produzidos betões com areia de massa volúmica normal e quatro tipos distintos de agregado grosso leve, tendo em consideração diferentes relações a/l (,3 a,) e tipos de ligante, definidos de acordo com o especificado na norma EN197-1 [13], para percentagens variáveis, em peso, de SF e CZ: CEM I 42,R; CEM II/A-D (6% e 9% SF); CEM II/A-V (1% CZ); CEM II/B-V (3% CZ); CEM IV/A (1% SF e 2% CZ); CEM IV/B (1% SF e 4% CZ). No total, foram consideradas cerca de 74 composições. A relação a/l corresponde à água efetiva disponível para hidratação. Os betões foram produzidos com 3 l/m 3 de agregado grosso. Paralelamente, foram ainda consideradas 3 argamassas de composição semelhante à dos betões produzidos com cimento tipo I. Os betões foram produzidos numa misturadora de eixo vertical com descarga de fundo. Em geral, os AL foram previamente colocados em água durante cerca de 24 horas de modo a controlar melhor a trabalhabilidade e a água efetiva da mistura. Apenas nos betões com Argex, os agregados foram inseridos na betoneira inicialmente secos e a absorção de água durante a mistura foi estimada tendo em consideração o método sugerido por Bogas et al. [14]. 2.3 Preparação dos provetes e métodos de ensaio Para cada mistura, foram produzidos 2 cubos de 1 mm de aresta para determinação da massa volúmica seca, de acordo com a EN 1239-7 [1]; 4 cubos de 1 mm de aresta para determinação resistência à compressão aos 28 dias, de acordo com a EN 1239-3 [16]; 3 espécimes de 1x mm, seccionados de cilindros de 2 mm de altura, para determinação da resistência à penetração de cloretos e outros tantos para determinação da resistividade elétrica; 3 espécimes de 1x mm, seccionados de cilindros de 3 mm de altura para determinação da absorção capilar. Areia Grossa 2

Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados 2.3.1 Procedimento de cura e pré-condicionamento dos espécimes Após desmoldagem às 24 horas, os vários espécimes foram sujeitos a pelo menos mais 6 dias de cura húmida. Nos provetes para realização do ensaio de resistência à compressão, a cura húmida foi prolongada até à idade de ensaio (28 dias). No caso do ensaio de absorção capilar, após a cura húmida, os provetes foram colocados em câmara controlada a 22 2ºC e % de humidade relativa (HR) durante 7 dias, seguido de 13 dias em estufa ventilada a 6ºC, sendo que nos últimos 1 dias os provetes foram embrulhados em papel celofane de modo a evitar trocas de humidade com o exterior. Os espécimes para realização de ensaio de resistividade elétrica foram curados em água até aos 21 dias de idade, sendo posteriormente colocados em câmara controlada a 22 2ºC e % HR até aos 28 dias de idade. Os espécimes referentes ao ensaio de penetração de cloretos, após cura em água até aos 7 dias de idade, foram colocados em câmara controlada a 22 2ºC e % HR até aos 28 dias. 2.3.2 Absorção capilar O ensaio de absorção capilar foi realizado aos 28 dias, tendo por base a E393 [17] e o documento TC116-PCD [18]. O ensaio consiste na exposição de uma das extremidades de cada provete a uma lâmina de água com 1mm, registandose a massa dos espécimes aos 1, 2, 3 e 6 minutos e às 3, 6, 24 e 72 horas após o contacto inicial com a água. A absorção de água foi calculada, para cada provete, através da variação de massa ao longo do tempo, tendo o coeficiente de absorção resultado da regressão linear da variação da absorção com a tempo,, entre os 2 minutos e as 6 horas. 2.3.3 Resistividade elétrica O ensaio de resistividade elétrica foi efetuado aos 28 dias de idade, tendo por base o disposto na Chlortest [19] e na recomendação técnica TC 14-EMC [2]. O ensaio consiste na colocação de uma placa de cobre em cada extremidade do espécime, através das quais se aplica um potencial elétrico de 6V, registando-se a corrente elétrica que atravessa o espécime. Para garantir o contacto das placas de cobre com o espécime, adotaram-se esponjas humedecidas. Antes do ensaio, os provetes foram previamente saturados em água destilada durante 24h. A resistividade elétrica é determinada a partir da Eq. (1), onde Res representa a resistividade elétrica (Ω.m), I a intensidade de corrente (A), U a voltagem aplicada (V), A a área da extremidade do espécime (m 2 ) e L a altura do espécime (m). 2.3.4 Resistência à penetração de cloretos Res = U I A L [Ω.m] (1) O ensaio de resistência à penetração de cloretos foi realizado aos 28 dias de idade, de acordo com a norma NTDbuild492 [21]. O ensaio consiste na aplicação de uma diferença de potencial por tempo determinado no provete, forçando a migração de iões cloreto através do betão. De seguida, parte-se o provete em dois, pulverizam-se as secções com solução de nitrato de prata e mede-se a profundidade de penetração a partir do precipitado branco visível de cloreto de prata. O coeficiente de difusão de cloretos (D cl,rcm ) foi calculado a partir da Eq. (2), onde T representa o valor médio da temperatura inicial e final da solução anódica ( C), L a altura do provete (mm), U o valor absoluto da diferença de potencial (V), t a duração do ensaio (horas) e X d o valor médio da profundidade de penetração (mm). D cl,rcm =,239 (273+T) L (U-2) t 3. ANÁLISE E DISCUSSÃO DE RESULTADOS (x d -,238 (273+t) L x d ) [ 1-12 m 2 /s] (2) U-2 A resistência à compressão dos BEAL variou entre cerca de 16,9 e 6,3 MPa e a massa volúmica seca entre 143 e 189 kg/m 3. Desse modo, foi possível abranger uma vasta gama de BEAL correntes enquadrados nas classes de resistência LC12/13 a LC/6 e de massa volúmica D1,6 a D2,. 3.1 Absorção capilar Os coeficientes de absorção variaram entre,289 e,23 mm/min,, que, de acordo com a classificação de Browne [22], abrange desde betões de reduzida a elevada qualidade. Em geral, a absorção capilar parece ser essencialmente afetada pela relação a/l (Figura 1), dependendo ainda, de forma menos importante, de outros fatores como o tipo de agregado e tipo de ligante. Como seria previsível, o coeficiente de absorção teve tendência para aumentar com a relação 3

C abs (x1-6 m/min, ) C abs (x1-6 m/min, ) C abs (x1-3 mm/min, ) AN,3 Leca,3 Stalite,3 Lytag,3 Argex,3 AN,4 Leca,4 Stalite,4 Lytag,4 Argex,4 AN, Leca, Stalite, Lytag, Argex, C abs (x1-6 m/min, ) Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados a/l, dado que ocorreu um aumento da porosidade e interconectividade da estrutura porosa da pasta. A absorção capilar dos BEAL não foi afetada de forma significativa pelo tipo de agregado (Figura 4), exceto nos agregados com elevada porosidade aberta (Argex) ou com ausência de pelicula superficial de maior densidade (Lytag). A participação destes agregados teve tendência para ser mais relevante em betões de maior a/l, onde a maior porosidade da pasta aumenta a acessibilidade dos agregados. Assim, tal como concluído por Bogas et al. [], a absorção capilar depende fundamentalmente da qualidade da pasta, e o desempenho nos BEAL é semelhante ao dos BAN (Figura 4). 2 16 12 8 4 a/l =,3 a/l =,4 a/l =, Figura 1: Coeficientes de absorção capilar em misturas CEM I 16 14 12 1 8 6 4 2 1 3 % CZ Leca,3 Stalite,3 AN,3 Leca,4 Stalite,4 AN,4 Lytag,4 Argex,4 Leca, Stalite, AN, Figura 2: Coeficiente de absorção versus percentagem de substituição de cimento por CZ O tipo de ligante exerceu uma influência significativa na absorção, para uma dada relação a/l (Figuras 2-4). A substituição parcial de cimento I 42,R por CZ provocou o aumento do coeficiente de absorção capilar (Figura 2), possivelmente devido ao curto período de cura dos espécimes (6 dias de cura húmida), aliado à modesta pozolanicidade das CZ, bem como à idade de ensaio (28 dias). Em geral, a substituição parcial de cimento I 42,R por SF conduziu à redução do coeficiente de absorção capilar (Figura 3). No entanto, para relações a/l mais elevadas e para betões com Lytag a tendência foi diferente, possivelmente devido à menor efetivação da SF neste tipo de betões. Nos restantes casos, a SF, devido à sua elevada reatividade pozolânica, parece ter sido efetiva no refinamento e densificação da estrutura porosa da pasta, tanto nos BAN como nos BEAL. Outros autores confirmam melhores desempenhos em betões com SF [4,, 23]. Nas misturas ternárias, a substituição parcial de cimento por CZ e SF conduziu a coeficientes de absorção intermédios dos obtidos nas misturas com apenas uma das adições (Figura 4). Para percentagens de substituição superiores a 3%, em especial nas misturas de relação a/l=,, verificou-se um aumento elevado do coeficiente de absorção capilar devido à formação de uma pasta de elevada porosidade e conectividade. 14 12 1 8 6 4 2 1 % SF Leca,3 Stalite,3 AN,3 Leca,4 Stalite,4 AN,4 Leca, Stalite, AN, Figura 3: Coeficiente de absorção versus percentagem de substituição de cimento por SF 2 2 1 1 1 2 3 4 % SF+CZ Leca,3 Stalite,3 AN,3 Leca,4 Stalite,4 AN,4 Leca, Stalite, AN, Figura 4: Coeficiente de absorção de diferentes misturas ternárias com SF e CZ 3.2 Resistividade elétrica A resistividade variou entre 42,3 e 387,7 Ω.m, que segundo a classificação de Mehta e Monteiro [24], corresponde a betões com probabilidade de taxas de corrosão de armadura desde muito elevadas a desprezáveis. Para grandes diferenças introduzidas na microestrutura, tais como variações na relação a/l, observa-se uma alteração correspondente da resistividade elétrica (Figura ). No entanto, devido à maior variabilidade associada a este tipo de ensaio torna-se difícil avaliar a influência de fatores de importância mais secundária, como o tipo de agregado. Não é possível identificar uma tendência clara para a variação da resistividade elétrica em função do tipo de agregado. Porém, conforme observado para a absorção capilar, parece confirmar-se que os BEAL com agregados mais densos (Leca e Stalite) evidenciam melhor desempenho, sendo pelo menos semelhante ao dos BAN. A maior resistividade elétrica nos betões com Argex é em parte justificada pelo facto destes agregados não terem sido pré-saturados, conforme sucedeu para os restantes AL (2.2). 4

AN,3 Leca,3 Stalite,3 Lytag,3 Argex,3 Ag,3 AN,4 Leca,4 Stalite,4 Lytag,4 Argex,4 Ag,4 AN, Leca, Stalite, Lytag, Argex, Ag, D cl, RCM (x1-12 m 2 /s) D cl, RCM (x1-12 m 2 /s) Res (Ω.m) Res (Ω.m) AN,3 Leca,3 Stalite,3 Lytag,3 Argex,3 AN,4 Leca,4 Stalite,4 Lytag,4 Argex,4 AN, Leca, Stalite, Lytag, Argex, Res (Ω.m) Res (Ω.m) Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados 14 12 1 8 6 4 2 a/l =,3 a/l =,4 a/l =, Figura : Resistividade elétrica em misturas CEM I 4 3 3 2 2 1 1 1 Leca,3 Stalite,3 AN,3 Leca,4 Stalite,4 AN,4 Leca, Stalite, AN, % SF Figura 6: Resistividade elétrica versus percentagem de substituição de cimento por SF Como seria expectável, o tipo de ligante ao afetar as características da pasta, exerceu influência significativa na resistividade elétrica (Figuras 6-8), em especial no caso da adição de SF, em que esta propriedade aumentou com o aumento da percentagem de substituição (Figura 6). Verifica-se que a contribuição da SF foi maior para a redução da resistividade do que da absorção capilar. Tal deverá ter resultado do facto de para além da SF, através da sua reatividade pozolânica, proporcionar um maior refinamento da estrutura porosa, atuar também ao nível da composição iónica da solução dos poros, afetando a condutibilidade do sistema [2]. A influência das CZ (Figura 7), associadas a menor reatividade (3.1), foi menos significativa. Ainda assim, é possível observar um desempenho ligeiramente superior para 3% de CZ, o que se pode justificar pela ação adicional na composição da solução dos poros. O maior tempo de cura húmida (21 dias) face aos ensaios de absorção capilar (7 dias) pode também ter contribuído para as diferenças obtidas. As misturas ternárias, essencialmente por conterem SF, exibiram as resistividades elétricas mais elevadas (Figura 8). 16 14 12 1 8 6 4 2 1 3 % CZ Leca,3 Stalite,3 AN,3 Leca,4 Stalite,4 AN,4 Lytag,4 Argex,4 Leca, Stalite, AN, Figura 7: Resistividade elétrica versus percentagem de substituição de cimento por CZ 4 3 3 2 2 1 1 1 2 3 4 % SF+CZ Leca,3 Stalite,3 AN,3 Leca,4 Stalite,4 AN,4 Leca, Stalite, AN, Figura 8: Resistividade elétrica de diferentes misturas ternárias com SF e CZ 3.3 Resistência à penetração de cloretos Os coeficientes de difusão de cloretos variaram entre 3,8 e 22,8x1-12 m 2 /s, o que, de acordo com Gjorv [26], corresponde a betões com resistência à penetração de cloretos desde muito elevada a reduzida. Verifica-se que o ensaio de migração foi capaz de distinguir claramente a resistência à penetração de cloretos de diferentes relações a/l, tendo sido naturalmente inferior nos betões de maior porosidade e interconetividade da pasta (Figura 9). 2 2 1 1 a/l =,3 a/l =,4 a/l =, Figura 9: Coeficiente de difusão de cloretos em misturas CEM I 2 Leca,3 Stalite,3 2 AN,3 Leca,4 1 Stalite,4 1 AN,4 Lytag,4 Argex,4 Leca, 1 3 Stalite, % CZ AN, Figura 1: Coeficiente de difusão de cloretos versus percentagem de substituição de cimento por CZ

D cl, RCM (x1-12 m 2 /s) D cl, RCM (x1-12 m 2 /s) D cl, RCM (x1-12 m 2 /s) D cl, RCM (x1-12 m 2 /s) Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados Tal como sugerido por outros autores [8-1], confirma-se que o coeficiente de difusão de cloretos não foi afetado significativamente pelo tipo de agregado (Figura 9). A menor influência do tipo de agregado é confirmada na Figura 9, por comparação com argamassas de características idênticas aos betões em estudo. Conforme observado para a absorção capilar e resistividade, apenas nos betões com agregados de porosidade mais acessível (Lytag), existiu um ligeiro aumento do coeficiente de difusão. Verifica-se que essa diferença teve tendência para ser superior nas pastas mais fracas de maior relação a/l (Figura 9) ou maior percentagem de CZ (Figura 1). Pelos motivos referidos em 3.1, nomeadamente o menor teor de humidade inicial do agregado, a Argex, apesar de apresentar a porosidade mais elevada (Tabela 1), não participou de forma efetiva na difusão de cloretos. Verifica-se que a difusão de cloretos pode ser significativamente afetada pelo tipo de ligante (Figuras 1-12). O coeficiente de difusão teve tendência para aumentar com a percentagem de substituição de cimento por CZ, possivelmente devido aos mesmos motivos referidos em 3.1, nomeadamente o curto período de cura e a reduzida idade de ensaio (28 dias). Para idades mais avançadas, será expectável que o desenvolvimento de reações pozolânicas possa conduzir a menores coeficientes de difusão de cloretos. O mesmo foi verificado por Bogas [9]. O coeficiente de difusão de cloretos diminuiu com a substituição parcial de cimento por SF (Figura 11). Conclusões semelhantes foram obtidas por Bogas [9] e Güneyisi et al. [12]. A maior contribuição da SF na resistência à penetração de cloretos do que na absorção capilar, em especial nos betões de maior a/l, indica que para além do refinamento da porosidade, também deverá ocorrer uma alteração na composição da solução dos poros, conforme sugerido nos resultados de resistividade elétrica. Nas misturas ternárias (Figura 12), a SF teve uma ação preponderante que permitiu contrariar o efeito adverso das CZ, tendo-se obtido coeficientes de difusão geralmente inferiores, mesmo para elevadas percentagens de substituição de cimento por CZ (1%SF+4%CZ). Pelos motivos referidos, ocorreu uma menor efetivação das misturas ternárias de maior relação a/l, para as quais está associada uma maior alteração da microestrutura, quando se faz variar o teor de CZ. 2 2 1 1 1 % SF Figura 11: Coeficiente de difusão de cloretos versus percentagem de substituição de cimento por SF Leca,3 2 Stalite,3 2 AN,3 Leca,4 1 Stalite,4 AN,4 1 Leca, Stalite, AN, 1 2 3 4 % SF+CZ Leca,3 Stalite,3 AN,3 Leca,4 Stalite,4 AN,4 Leca, Stalite, AN, Figura 12: Coeficiente de difusão de cloretos de misturas ternárias com SF e CZ Excluindo o caso já referido de betões com Lytag, verifica-se uma correlação elevada (superior a,9) entre o coeficiente de difusão, D cl,rcm, e a relação a/l (Figura 13), que é relativamente independente do tipo de agregado. Constata-se que os resultados obtidos são da mesma ordem de grandeza dos reportados por outros autores em ensaios RCM com cimento tipo I. Porém, face aos restantes autores, observam-se coeficientes de difusão ligeiramente superiores para baixas relações a/l e mais conservativos para relações a/l mais elevadas. Ainda assim, os resultados obtidos permitem concluir que a resistência à penetração de cloretos nos BEAL pode ser razoavelmente traduzida em função da relação a/l, sugerindo-se a sua consideração na abordagem normativa da durabilidade dos BEAL. 3 2 2 1 1 y = 2,277e 3,6243x R² =,91 Presente estudo fib 34 (26) Bogas (211) Liu et al (211).2.3.4. Relação a/l Figura 13: Variação do coeficiente de difusão de cloretos com a relação a/l em misturas CEM I [1, 31,32] 2 2 1 1 y = 23,33e -,18x R² =,32 2 4 6 8 1 f cm (MPa) Leca Stalite AN Lytag Argex Figura 14: Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistência à compressão 6

Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados Na Figura 14, verifica-se uma fraca correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistência à compressão do betão, identificando-se apenas uma tendência geral para a diminuição do coeficiente de difusão nos betões de maior resistência. Esta fraca correlação pode ser justificada pelo facto da resistência à penetração de cloretos depender essencialmente da qualidade da pasta, ao contrário do que sucede na resistência à compressão, em que o agregado exerce uma influência importante. Assim, conclui-se que a durabilidade dos BEAL não deve ser caracterizada em função da resistência mecânica, conforme é usualmente sugerido nos principais documentos normativos. 4. CONCLUSÕES No presente trabalho foi caracterizada a resistência à penetração de cloretos de betões leves estruturais produzidos com diferentes tipos de agregado e de ligante. Em seguida, resumem-se as principais conclusões obtidas: Foi possível produzir betões de classe de resistência LC12/13 a LC/6 e de massa volúmica D1,6 a D2,. Dependendo do tipo de agregado e relação a/l, permitiu abranger BEAL desde reduzida a elevada durabilidade, associados a uma ampla gama de coeficientes de difusão entre 3,8 e 22,8x1-12 m 2 /s. As propriedades analisadas, nomeadamente a absorção capilar, resistividade elétrica e resistência à penetração de cloretos, foram essencialmente afetadas pela qualidade da pasta, com maior relevância para a relação a/l, seguido do tipo e volume de ligante. Em geral, para estas propriedades, os BEAL demonstraram pelo menos desempenho semelhante ao dos BAN de igual composição. Apenas os BEAL produzidos com AL muito porosos (Argex) ou ausência de pelicula superficial mais densa (Lytag) apresentaram um desempenho inferior. A melhor qualidade da zona de interface agregado-pasta deverá ter contribuído para o melhor desempenho por vezes evidenciado pelos BEAL de maior densidade face aos BAN de igual composição. A não saturação dos agregados leves, como sucede geralmente na maioria dos casos reais, pode reduzir fortemente a sua participação na penetração de cloretos, mesmo em agregados de elevada porosidade (Argex). A substituição parcial de cimento por CZ conduziu a pastas de maior porosidade, resultado do reduzido período de cura e idade de ensaio dos betões analisados. Na resistividade elétrica e resistência à penetração de cloretos houve uma maior contribuição das CZ, que resultou possivelmente de alterações introduzidas na composição iónica da solução dos poros; Garantindo a adequada dispersão da SF, conclui-se que, mesmo em idades jovens, esta foi efetiva no refinamento da microestrutura da pasta. Em geral, o melhor desempenho foi atingido para percentagens de substituição de 9% de cimento por SF nos betões convencionais e BEAL de maior densidade (Stalite), associados a pastas de menor relação a/l. Em geral, as misturas ternárias desenvolveram desempenhos intermédios dos obtidos nos betões com apenas um tipo de adição. A SF apresentou um papel preponderante no desempenho deste tipo de misturas, compensando a menor eficiência inicial das CZ. Os ensaios de absorção capilar e de resistividade elétrica foram capazes de distinguir betões de durabilidade bastante distintas, associados a diferenças na relação a/l e tipo de ligante. Para variações menos importantes na estrutura porosa dos betões, a interpretação do ensaio de resistividade elétrica foi dificultada pela elevada variabilidade do próprio ensaio. A resistividade elétrica foi fortemente beneficiada pela incorporação de adições nas misturas, em especial SF, com influência na porosidade e composição inicial da estrutura da pasta. Foi possível definir uma relação exponencial de elevada correlação entre o coeficiente de difusão e a relação a/l, que se mostrou independente do tipo de agregado. Conclui-se que ao contrário da filosofia usualmente seguida na normalização, a durabilidade dos BEAL não deve ser caracterizada em função da resistência à compressão.. AGRADECIMENTOS O presente trabalho de investigação foi financiado pela Fundação para a Ciência e a Tecnologia (FCT), através do projeto PTDC/ECM-COM1734/212. Os autores agradecem ainda o apoio do CEris ICIST/IST no financiamento do presente trabalho e a colaboração das empresas Saint-Gobain Weber Portugal, Argex, Stalite, Lytag, SECIL e BASF pelo fornecimento dos materiais utilizados durante a campanha experimental. 6. REFERÊNCIAS [1] Hossain, K. M. A.; Lachemi, M. Mixture Design, Strength, Durability, and Fire Resistance of Lightweight Pumice Concrete. ACI Materials Journal, Volume 14, 27, pp. 449-47. 7

Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados [2] Ionescu, I.; Ispas, T. Properties and operating behaviour of some light concrete structures. 2 nd Int. Symp. on struct. lightweight aggregate concrete, 18-22 June. Kristiansand, Norway, Editors: S. Helland et al, 2, pp. 94-911. [3] Vaysburd, A.M. Durability of Lightweight Concrete Bridge In Severe Environments. Concrete International, Volume 18, 1996, pp. 33-38. [4] Zhang, M. H.; Gjorv, O. E. Permeability of high strength lightweight concrete. ACI Materials Journal, Volume 88, nº2, 1991, pp. 463-469. [] Bogas, J.A. et al. Capillary absorption of structural lightweight aggregate concrete. Materials and Structures, 214. DOI: 1.1617/s1127-14-364-x. [6] EuroLightConR2. LWAC Material Properties, State-of-the-Art. BE96-3942/R2, 1998, 111p. [7] Newman, J.B. "Properties of structural lightweight aggregate concrete." In Structural Lightweight Aggregate Concrete, by J.L.Clarke, pp 19-44. Chapman & Hall, 1993. [8] Liu, X. et al. Development of lightweight concrete with high resistance to water and chloride-ion penetration, Cement & Concrete Composites, Volume 32, 21, pp. 77-766. [9] Bogas, J.A. Characterization of structural lightweight expanded clay aggregate concrete (in Portuguese). PhD thesis in Civil Engineering. Technical University of Lisbon, Instituto Superior Técnico, Lisbon, 211. [1] Kayali, O.; Zhu, B. Chloride induced reinforcement corrosion in lightweight aggregate high- strength fly ash concrete. Construction and Building Materials, Volume 19, 24, pp. 327-336. [11] EuroLightConR3. Chloride penetration into concrete with lightweight aggregates. BE96-3942/R3, 1999, 12p. [12] Güneyisi, E. et al. Durability aspects of concretes composed of cold bonded and sintered fly ash lightweight aggregates. Composites: Part B, Volume 3, 213, pp. 28-266. [13] EN197-1. Cement Part 1: Composition, specifications and conformity criteria for common cements. European Committee for standardization CEN, english version, 211, 38p. [14] Bogas, J.A. et al. Estimation of water absorbed by expanding clay aggregates during structural lightweight concrete production. Materials and Structures, Volume 4, nº1, 212, pp. 16-176. [1] EN 1239-7. Testing hardened concrete. Density of hardened concrete. CEN, english version, 29, 12p. [16] EN 1239-3. Testing hardened concrete. Compressive strength of test specimens. European Committee for standardization CEN, english version, 29, 19p. [17] LNEC E393. Concrete. Determination of the absorption of water through capillarity. LNEC, 1993, 2p. [18] TC116-PCD. Rilem TC 116-PCD: Permeability of concrete as a criterion of its durability. Recomendations. Tests for gas permeability of concrete, determination of the capillary absorption of water of hardened concrete. Materials and Structures, v.32, 1999, pp. 174-179. [19] Chlortest. Guideline for practical use of methods for testing the resistance of concrete to chloride ingress. Chlortest - EU funded research project under FP growth programme. Resistance of concrete to chloride ingress from tests to in-field performance. Prepared by Tang Luping, 2, 271p. [2] TC 14-EMC. Rilem TC 14-EMC: electrochemical techniques for measuring metallic corrosion, technical recommendation. Test methods for on-site measurement of resistivity of concrete. Materials and Structures, Volume 33, 2, pp. 63-611. [21] NTBUILD492. Concrete, Mortar and Cement Based Repair Materials: Chloride Migration coefficient from Nonsteady State Migration Experiments. Nordtest 492, Finland, 1999. [22] Browne, R.D. Field investigations. Site & laboratory tests; maintenance, repair and rehabilitation of concrete structures CEEC. Lisbon, 1991. [23] Chia K. S.; Zhang M. Water permeability and chloride penetrability of high-strength lightweight aggregate concrete, Cement and Concrete Research, Volume 32, 22, pp. 639-64. [24] Mehta, P. K.; Monteiro, P. J. M. Concrete. Microestructure, properties and materials. 3 rd ed., Mc Graw Hil, 26. [2] Wee, T. H. et al. Evaluation of Rapid Chloride Permeability Test (RCPT) - Results for Concrete Containing Mineral Admixtures. ACI Materials Journal, Volume 97, 2, pp. 221-23. [26] Gjørv, O.E. Performance and serviceability of concrete structures in the marine environment. Proceedings, Odd E. Gjørv Symposium on Concrete for Marine tructures, CANMET/ACI. Ed. by P.K. Mehta, 1996. pp. 29-279. [27] fib34. bulletin 34 - Model code for service life design. Lausanne: Prepared by CEB/FIP Working Group.6 on Lightweight Aggregate Concrete. FIB Féderation internationale du béton, 26. [28] Liu, X. et al. Water absorption, permeability and resistance to chloride-ion penetration of lightweight aggregate concrete. Construction and Building Materials, Volume 2, 211, pp. 33-343. 8