Post on 08-Jan-2017
Betões Leves Estruturais Produzidos com Escória
Proveniente da Ilha de São Miguel
Tiago João de Medeiros Gomes
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Civil
Orientador: Professor Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas
Júri
Presidente: Professora Doutora Ana Paula Patrício Teixeira Ferreira Pinto
França de Santana
Orientador: Professor Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas
Vogal: Professor Doutor Pedro Miguel Soares Raposeiro da Silva
Junho de 2014
i
Resumo
Apesar de existirem exemplos de aplicação de betões leves na antiguidade, apenas a
partir de meados do séc. XX ocorreu uma introdução efectiva deste material na construção. Em
algumas obras relevantes, como edifícios de elevado porte e estruturas de grande vão, a
redução de massa volúmica e as melhores características de isolamento térmico têm justificado
o maior custo inicial geralmente associado à produção deste tipo de betões, nomeadamente
quando produzidos com agregados artificiais.
Nestes termos, a exploração e incorporação de agregados leves naturais (ALN) na
produção de betões leves pode conduzir a soluções economicamente mais competitivas. No
entanto, a utilização de ALN está geograficamente limitada aos locais em que ocorre a sua
jazida, para além de existir uma maior variabilidade associada às características das suas
partículas. Assim, os trabalhos publicados neste domínio são ainda escassos e cingem-se, em
geral, a alguns estudos de caracterização que se aplicam apenas ao caso particular de um
determinado tipo de ALN associado a um dado local de jazida.
No arquipélago dos Açores, a escória vulcânica designada de “bagacina”, afigura-se como
uma fonte importante de agregados leves potencialmente adequados para a produção de betão
leve estrutural e não-estrutural. No entanto, apesar de já terem sido realizados alguns estudos
locais que visam a sua inclusão na pavimentação de estradas ou a produção de elementos
não-estruturais, existe ainda um fraco conhecimento da sua utilização em elementos
estruturais. Assim, o presente trabalho tem como principal objectivo a produção e
caracterização de betões estruturais produzidos com agregados de escórias provenientes dos
Açores, em termos das suas principais propriedades mecânicas e de durabilidade.
Para tal, foi efectuada uma campanha experimental que envolveu a produção e
caracterização de betões produzidos com dois tipos de bagacina de granulometria distinta, uma
fracção grossa (bagacina) e uma fracção fina (pó de bagacina), que resultam de um processo
de crivagem e moagem do material proveniente da jazida. Na produção dos betões foram
considerados dois tipos de composições: um betão corrente de menor compacidade (a/c =
0,56); um betão de elevado desempenho (a/c = 0,35). Dentro de cada composição foram ainda
formulados três tipos de betões: um betão de controlo (produzido com agregados de massa
volúmica normal); um betão com agregados grossos de bagacina e areia natural; um betão
com agregado grosso de bagacina e a substituição de parte da areia natural por pó de
bagacina. Os betões foram caracterizados no estado fresco (massa volúmica e
trabalhabilidade) e no estado endurecido (massa volúmica, resistência à compressão,
resistência à compressão diametral, módulo de elasticidade, retracção, absorção capilar,
penetração de cloretos e resistência à carbonatação).
A análise dos resultados obtidos revela que na produção de betões de moderada a
elevada resistência, a introdução de agregados leves de bagacina traduz-se numa diminuição
do desempenho do betão, tanto a nível mecânico, como a nível de durabilidade. No entanto,
para soluções estruturais correntes de baixa a moderada resistência, é possível atingir níveis
de eficiência estrutural elevados.
ii
Palavras-chave: betão leve; agregados naturais de escórias vulcânicas; bagacina;
resistência mecânica; durabilidade.
iii
Abstract
Although the existence of light weight concrete dates back to the ancient times, the
effective introduction of this material on construction works only appeared on the mid-20th
century. Nowadays, the need to decrease the density and to have better insulation features
justifies bigger initial investment on high size buildings and large span structures. This can be
achieved making use of concrete made of artificial lightweight aggregates.
In such terms, the exploration and incorporation of natural lightweight aggregates (NLWA)
in the production of lightweight concretes may lead to more economically competitive solutions.
However, the use of NLWA is geographically limited to the places where its deposits are located
and besides existing a bigger variety associated to the characteristics of its particles. Therefore,
the essays published in these domains are still scarce and, in general, relate only to some
studies of characterization that are only valid in a particular case of a determined type of NLWA
associated to a certain deposit site.
In the Azorean archipelago, the volcanic scoria which is designated by “bagacina”, is an
important source of light aggregates that are potentially adequate for the production of structural
and non-structural lightweight concrete. However, despite some local studies that have been
already conducted concerning the road paving or the production of non-structural elements,
there is, still, little knowledge in the use of bagacina in structural elements. Therefore, this study
aims the production and characterization of structural concrete produced with scoria from
Azores, in terms of its main durability and mechanical properties.
To this end, it was conducted a campaign that involved the production and characterization
of concretes made with two types of different bagacina granulometries, a coarse (bagacina)
and a fine fraction (bagacina powder) that are the result of a sieving and grinding process of the
material from the deposits. In the production of concrete, two types of compositions were
considered: a current concrete of minor capacity (w/c = 0.56); a high performance concrete (w/c
= 0.35). For each type of w/c ratio three types of concrete were produced: a control concrete,
produced with normal weight aggregates; a concrete with coarse bagacina aggregates and
natural sand; a concrete with a coarse bagacina aggregates and the replacement of natural
sand made in part with bagacina powder. The concretes were characterized in the fresh state
(fresh density and workability) and in the hardened state (dry density, compressive strength,
spitting tensile strength, elasticity modulus, dry shrinkage, capillary absorption, chloride
penetration and carbonation resistance). This study reveal that in the production of concretes of
moderate to high strength, the introduction of lightweight aggregates of bagacina reduces the
mechanical and durability performance of concrete. However, for common structural solutions of
low to moderate strength, it’s possible to achieve high levels of structural efficiency.
Key words: lightweight concrete; natural volcanic scoria aggregates; bagacina;
mechanical resistance; durability.
iv
Agradecimentos
A elaboração da presente dissertação marca uma importante fase da minha vida
académica. Ao finalizá-la, gostaria de deixar o meu apreço e os meus sinceros agradecimentos
a todas as pessoas que, de alguma forma, contribuíram para a sua realização.
Ao Professor Doutor José Bogas, orientador científico da presente dissertação, manifesto
um agradecimento especial pela disponibilidade e empenho demonstrados durante todo o
período de investigação. Pela exigência e rigor que o caracterizam, factores imprescindíveis no
garante da qualidade desta mesma dissertação, bem como pela amizade, confiança e
conhecimento transmitido, que tanto contribuíram para a superação dos obstáculos
encontrados e para o alcance dos objectivos definidos.
Aos Srs. Leonel, João Lopes e Fernando Alves, funcionários técnicos do Laboratório de
Materiais de Construção do IST, pela disponibilidade e apoio dispensados ao longo de toda a
temporada passada em laboratório.
Ao Diogo Pedro, Miguel Bravo, Jorge Pontes e Sofia Real, meus colegas de laboratório,
expresso a minha gratidão pelo espírito de entreajuda, pela camaradagem e pela amizade,
sempre presentes, em toda a campanha experimental e não só.
Aos meus pais, Filomena e João Carlos, pelo apoio, confiança e carinho incondicional
demonstrados ao longo de toda a minha vida e, em especial, no meu percurso académico.
Agradeço-lhes, também, a oportunidade que me concederam e toda a força que me
dispensaram para que conseguisse superar os momentos mais difíceis.
À minha restante família, em particular, aos meus irmãos e à minha avó “Lisa”, que sempre
estiveram presentes e que sempre me levaram a querer ser motivo de orgulho para as suas
vidas.
À minha companheira Maria, deixo o meu especial apreço pela atenção, preocupação e
incentivo indispensáveis na realização do presente trabalho.
Ao meu tio Paulo Mont’ Alverne, pela disponibilidade e informações fornecidas, as quais
contribuíram para o enriquecimento desta dissertação.
Ao meu colega e amigo Nuno Pacheco, que, embora de férias, não hesitou em ajudar-me
nos dias mais difíceis de laboratório. Agradeço-lhe por isso e pelo incessante companheirismo
demonstrado.
Aos meus amigos, em especial, Filipe Simas, Manuel Rego, Fábio Fagundes e Ivo Couto,
pela amizade, pelo apoio, elementos fulcrais para o meu desenvolvimento pessoal e,
consequentemente, para um eficaz desenvolvimento deste trabalho.
Ao Doutor Victor Hugo Forjaz, Profª Doutora Zilda França, Engenheira Judith Tavares,
Prof. Manuel Francisco Pereira e Engenheiro Carlos Fraga, por cederem grande parte da
informação e do material bibliográfico necessário para o desenvolvimento do presente estudo.
v
Siglas / Acrónimos
a/c - relação água / cimento
AL - agregados leves
ALN - agregados leves naturais
AG - agregados normais
AGE - agregado grosso de escória (bagacina)
AFE - agregado fino de escória (bagacina)
AGN - agregado grosso normal
AFN - agregado fino normal
BN - betão normal
BN 56 - betão normal de relação a/c = 0,56
BN 35 - betão normal de relação a/c = 0,35
BEAL - betão estrutural de agregados leves
BL 56 - betão leve com agregados grossos de bagacina de relação a/c = 0,56
BL 35 - betão leve com agregados grossos de bagacina de relação a/c = 0,35
BAFL 56 - betão leve com agregados finos leve de bagacina de relação a/c = 0,56
BAFL 35 - betão leve com agregados finos leve de bagacina de relação a/c = 0,35
vi
Índice
Capítulo 1 Introdução .......................................................................................................................................... 1.1
1.1 Considerações iniciais ........................................................................................................................... 1.1
1.2 Objectivos ............................................................................................................................................... 1.2
1.3 Metodologia e organização do trabalho ................................................................................................ 1.2
Capítulo 2 Escórias vulcânicas como material de construção ......................................................................... 2.1
2.1 Enquadramento ...................................................................................................................................... 2.1
2.2 Escórias vulcânicas ............................................................................................................................... 2.2
2.2.1 Génese de formação das escórias vulcânicas ..................................................................................... 2.2
2.2.2 Principais propriedades ....................................................................................................................... 2.3
2.3 Escória vulcânica existente nos Açores ............................................................................................... 2.4
2.3.1 Aspectos geológicos, químicos e mineralógicos .................................................................................. 2.4
2.3.2 Locais de jazida e extracção ................................................................................................................ 2.6
2.3.3 Recursos existentes............................................................................................................................. 2.8
2.3.4 Principais aplicações na construção açoriana ...................................................................................... 2.9
2.4 Características e propriedades da “bagacina” proveniente de São Miguel ..................................... 2.10
2.4.1 Forma, textura e granulometria .......................................................................................................... 2.10
2.4.2 Massa volúmica, porosidade e absorção ........................................................................................... 2.12
2.4.3 Resistência mecânica ........................................................................................................................ 2.13
2.5 Principais propriedades de betões estruturais produzidos com agregados naturais de origem
vulcânica ............................................................................................................................................................. 2.14
2.5.1 Características gerais ........................................................................................................................ 2.14
2.5.2 Resistência mecânica ........................................................................................................................ 2.16
2.5.3 Retracção .......................................................................................................................................... 2.23
2.5.4 Durabilidade ...................................................................................................................................... 2.24
Capítulo 3 Campanha experimental.................................................................................................................... 3.1
3.1 Descrição da campanha experimental .................................................................................................. 3.1
3.2 Materiais .................................................................................................................................................. 3.1
3.2.1 Ensaios realizados aos agregados ...................................................................................................... 3.1
3.3 Estudo da formulação dos betões ....................................................................................................... 3.13
3.3.1 Introdução.......................................................................................................................................... 3.13
3.3.2 Máxima dimensão do agregado ......................................................................................................... 3.13
3.3.3 Volume de vazios .............................................................................................................................. 3.14
3.3.4 Índice de vazios ................................................................................................................................. 3.14
3.3.5 Dosagem de cimento na amassadura ................................................................................................ 3.15
3.3.6 Dosagem de água na amassadura .................................................................................................... 3.15
3.3.7 Volume de cimento ............................................................................................................................ 3.16
3.3.8 Volume de partículas sólidas ............................................................................................................. 3.16
3.3.9 Percentagem do volume de cimento em relação ao volume de partículas sólidas ............................. 3.16
vii
3.3.10 Curva de referência de Faury ........................................................................................................ 3.17
3.3.11 Formulação dos restantes betões a partir do BL ........................................................................... 3.21
3.3.12 Correcção da relação água / cimento ............................................................................................ 3.23
3.4 Composição dos betões a fabricar ...................................................................................................... 3.24
3.5 Produção dos betões ........................................................................................................................... 3.24
3.5.1 Amassadura ...................................................................................................................................... 3.24
3.5.2 Moldagem e vibração ......................................................................................................................... 3.25
3.5.3 Condições de cura ............................................................................................................................. 3.26
3.6 Ensaios do betão no estado fresco ..................................................................................................... 3.26
3.6.1 Ensaio de abaixamento (cone de Abrams) ......................................................................................... 3.27
3.6.2 Massa volúmica fresca ...................................................................................................................... 3.28
3.7 Ensaios do betão no estado endurecido ............................................................................................ 3.29
3.7.1 Massa volúmica ................................................................................................................................. 3.30
3.7.2 Resistência à compressão ................................................................................................................. 3.32
3.7.3 Resistência à tracção por compressão diametral ............................................................................... 3.34
3.7.4 Módulo de elasticidade ...................................................................................................................... 3.35
3.7.5 Retracção .......................................................................................................................................... 3.37
3.7.6 Absorção capilar ................................................................................................................................ 3.39
3.7.7 Resistência à carbonatação ............................................................................................................... 3.41
3.7.8 Resistência à penetração de cloretos ................................................................................................ 3.42
Capítulo 4 Apresentação e discussão de resultados ........................................................................................ 4.1
4.1 Ensaios aos agregados .......................................................................................................................... 4.1
4.1.1 Análise granulométrica ........................................................................................................................ 4.1
4.1.2 Massa volúmica e absorção de água ................................................................................................... 4.7
4.1.3 Baridade e volume de vazios ............................................................................................................. 4.10
4.1.4 Índice de forma .................................................................................................................................. 4.11
4.1.5 Resistência ao esmagamento ............................................................................................................ 4.12
4.2 Comportamento dos betões no estado fresco ................................................................................... 4.12
4.2.1 Abaixamento ...................................................................................................................................... 4.12
4.2.2 Massa volúmica fresca ...................................................................................................................... 4.14
4.3 Massa volúmica no estado endurecido............................................................................................... 4.16
4.4 Comportamento dos betões no estado endurecido ........................................................................... 4.18
4.4.1 Resistência à compressão ................................................................................................................. 4.18
4.4.2 Resistência à tracção por compressão diametral ............................................................................... 4.28
4.4.3 Módulo de elasticidade ...................................................................................................................... 4.33
4.4.4 Retracção .......................................................................................................................................... 4.38
4.4.5 Absorção capilar ................................................................................................................................ 4.43
4.4.6 Resistência à carbonatação ............................................................................................................... 4.46
4.4.7 Resistência à penetração de cloretos ................................................................................................ 4.52
viii
Capítulo 5 Conclusões ........................................................................................................................................ 5.1
5.1 Considerações finais .............................................................................................................................. 5.1
5.2 Conclusões gerais .................................................................................................................................. 5.1
5.3 Propostas de desenvolvimento futuro .................................................................................................. 5.5
Referências bibliográficas......................................................................................................................................... 6.1
Anexo I Carta geológica da ilha de S. Miguel (Serviços Geológicos de Portugal) .............................................. A
Anexo I Ficha técnica - Cimento Portland ............................................................................................................. B
Anexo II Ficha técnica - Superplastificante ............................................................................................................ D
Anexo III Agregados vistos em microscópio ...................................................................................................... F
Anexo IV Análise granulométrica ....................................................................................................................... G
Anexo V Massa volúmica e absorção de água ....................................................................................................... H
Anexo VI Baridade e volume de vazios ............................................................................................................... H
Anexo VII Índice de forma ..................................................................................................................................... H
Anexo VIII Massa volúmica no estado fresco ........................................................................................................ I
Anexo IX Resistência à compressão ................................................................................................................... J
Anexo X Resistência à tracção por compressão diametral .................................................................................. M
Anexo XI Módulo de elasticidade ....................................................................................................................... M
Anexo XII Massa volúmica no estado endurecido ............................................................................................... N
Anexo XIII Retracção .............................................................................................................................................. N
Anexo XIV Absorção capilar .................................................................................................................................. O
Anexo XV Resistência à carbonatação ................................................................................................................ Q
Anexo XVI Resistência à penetração de cloretos ................................................................................................. S
Índice de figuras
Figura 2.1 - Classificação do BEAL em função da massa volúmica (Asgeirsson 1994). ...................................... 2.1
Figura 2.2 - Representação dos recursos geológicos encontrados à superfície da ilha de São Miguel (adaptado de
Zbyszewski et al., 1959). .............................................................................................................................................. 2.6
Figura 2.3 - Volume de massas minerais extraídas de áreas de extracção licenciadas, por ilha (m3), em 2011
(PAE 2012). ................................................................................................................................................................. 2.7
Figura 2.4 - Pedreira do Pico das Murtas I (PAE 2012). ...................................................................................... 2.7
Figura 2.5 - Pedreira da Mata das Feiticeiras (PAE 2012). .................................................................................. 2.7
Figura 2.6 - Pico do Carvão I (PAE 2012). ........................................................................................................... 2.8
Figura 2.7 - Pico da Manteiga (PAE 2012). ......................................................................................................... 2.8
Figura 2.8 - Pico da Criação (PAE 2012). ............................................................................................................ 2.8
Figura 2.9 - Blocos de alvenaria produzidos através de bagacina (Carvalho 2008). ............................................ 2.9
Figura 2.10 - Uso de bagacina como camada de desgaste no caminho municipal da Tronqueira (cedida por
António Rodrigues). ..................................................................................................................................................... 2.9
Figura 2.11 - Relação entre a resistência à compressão e da argamassa utilizada na produção do betão com
agregados leves (FIP 1983). ...................................................................................................................................... 2.16
Figura 2.12 - Resistência à compressão por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias
(EuroLightCon 2000). ................................................................................................................................................. 2.20
ix
Figura 2.13 - Módulo de elasticidade por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias (EuroLightCon
2000). ........................................................................................................................................................................ 2.23
Figura 2.14 - Retracção associada à % de escória incrementada no betão (Hossain 2006). ............................. 2.24
Figura 2.15 - Absorção capilar medida às 2, 6, 24 e 72 horas de ensaio (Parhizkar et al. 2011). ...................... 2.25
Figura 2.16 - Resultados da absorção capilar às primeiras horas de ensaio para betão de pedra-pomes
(EuroLightCon 2000). ................................................................................................................................................. 2.26
Figura 2.17 - Resultados da absorção capilar para betão de pedra-pomes (EuroLightCon 2000). ..................... 2.26
Figura 2.18 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por % de areia substituída (Assas 2012). ....... 2.27
Figura 2.19 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por valor da resistência à compressão obtido
(Assas 2012). ............................................................................................................................................................. 2.27
Figura 2.20 - Valores obtidos por Gündüz el al. (2004) no ensaio de carbonatação acelerada. ......................... 2.28
Figura 3.1 - Máquina de agitação de peneiros automática. .................................................................................. 3.3
Figura 3.2 - Picnómetro com bagacina na medição da massa M2 ........................................................................ 3.5
Figura 3.3 - Secagem da superfície do agregado por intermédio de um pano absorvente. .................................. 3.5
Figura 3.4 - Secagem dos agregados finos ......................................................................................................... 3.6
Figura 3.5 - Deformação aceitável (agregado fino com superfície seca). ............................................................. 3.6
Figura 3.6 - Medição da massa M2. ..................................................................................................................... 3.8
Figura 3.7 - Medição do comprimento de uma partícula (brita1) com o auxílio de um paquímetro. .................... 3.11
Figura 3.8 - Mesa vibratória e recipiente com AGB............................................................................................ 3.12
Figura 3.9 - AGN esmagado após ensaio. ......................................................................................................... 3.12
Figura 3.10 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 56) ................................................................................ 3.18
Figura 3.11 - Método gráfico para cálculo das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 56) ..... 3.19
Figura 3.12 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 35). ............................................................................... 3.20
Figura 3.13 - Método gráfico do cálculos das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 35). ..... 3.21
Figura 3.14 - Provetes após desmoldagem (24 horas). ..................................................................................... 3.25
Figura 3.15 - Ensaio do abaixamento (cone de Abrams): a) válido, b) deformado. ............................................ 3.28
Figura 3.16 - Pesagem do provete imerso em água. ......................................................................................... 3.31
Figura 3.17 - Prensa hidráulica e consola de comando. .................................................................................... 3.32
Figura 3.18 - Roturas inválidas dos provetes cúbido (NP EN 12390-3 2001). .................................................... 3.33
Figura 3.19 - Roturas válidas dos provetes cúbicos (NP EN 12390-3 2001). ..................................................... 3.33
Figura 3.20 - Rotura válida do provete (BL 35). ................................................................................................. 3.33
Figura 3.21 - Rotura válida do provete (BN 35). ................................................................................................ 3.33
Figura 3.22 - Ensaio de compressão diametral utilizando um aparelho próprio para posicionamento do provete.
.................................................................................................................................................................................. 3.34
Figura 3.23 - Rectificadora para provetes cilindricos. ........................................................................................ 3.37
Figura 3.24 - Esquema de ensaio utilizado para medição do módulo de elasticidade. ....................................... 3.37
Figura 3.25 - medição da retracção através de um aparelho de medição de retracções/expansões. ................. 3.38
Figura 3.26 - Provetes protegidos por campânula no ensaio de absorção capilar. ............................................ 3.40
Figura 3.27 - Processo de secagem da base dos provetes no ensaio de absorção capilar. ............................... 3.40
Figura 3.28 - Câmara de carbonatação. ............................................................................................................ 3.42
Figura 3.29 - “Bolachas” com topos impermeabilizados com tinta acrílica. ........................................................ 3.42
Figura 4.1 - Curva granulométrica da brita 1. ...................................................................................................... 4.2
Figura 4.2 - Curva granulométrica do bago de arroz. ........................................................................................... 4.3
Figura 4.3 - Curva granulométrica da areia grossa. ............................................................................................. 4.4
Figura 4.4 - Curva granulométrica da areia fina ................................................................................................... 4.5
Figura 4.5 - Curva granulométrica da bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo
fornecedor. .................................................................................................................................................................. 4.6
Figura 4.6 - Curva granulométrica do pó de bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo
fornecedor. .................................................................................................................................................................. 4.7
Figura 4.7 - Valores das massas volúmicas dos materiais utilizados. .................................................................. 4.8
Figura 4.8 - Absorção de água às 24 horas dos materiais utilizados. .................................................................. 4.8
x
Figura 4.9 - Partícula de bagacina vista em lupa binocular (malha 1mm). ........................................................... 4.9
Figura 4.10 - Partícula de brita1 vista em lupa binocular (malha 1mm). ............................................................... 4.9
Figura 4.11 - Comparação entre os resultados obtidos na presente campanha e os indicados pelo fornecedor. . 4.9
Figura 4.12 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados.................................................................... 4.10
Figura 4.13 - Volume de vazios dos agregados ensaiados. ............................................................................... 4.10
Figura 4.14 - Comparação entre os resultados obtidos na campanha experimental e os facultados pelo
fornecedor. ................................................................................................................................................................ 4.11
Figura 4.15 - Valores de abaixamento obtidos e intervalo de tolerância permitido. ............................................ 4.13
Figura 4.16 - Comparação entre as curvas – S de Mortsell, para BN, e as curvas modificadas para BEAL
(EuroLightConR5 2000). ............................................................................................................................................ 4.14
Figura 4.17 - Valores da massa volúmica fresca dos BL relativamente ao BN. .................................................. 4.15
Figura 4.18 - Relação entre a MV teórica e a obtida em ensaio. ........................................................................ 4.16
Figura 4.19 - Massa volúmica aos 28 dias de idade e massa volúmica seca. .................................................... 4.17
Figura 4.20 - Relação entre a (ρ28d-ρs)/ρs e a massa volúmica seca. .............................................................. 4.18
Figura 4.21 - Evolução da resistência à compressão dos betões analisados. .................................................... 4.19
Figura 4.22 - Resistência relativa dos BEAL em relação aos BN de iguais relações a/c. ................................... 4.20
Figura 4.23 - Relação entre a resistência à compressão com a relação a/c. ..................................................... 4.21
Figura 4.24 - Relação entre a resistência à compressão em cubos (15 cm de aresta) e cilindros (⏀15x30 cm). 4.21
Figura 4.25 - Regressão entre a resistência nos betões de bagacina e a resistência da argamassa de composição
semelhante à utilizada na produção dos mesmos betões. ......................................................................................... 4.22
Figura 4.26 - Evolução da resistência média à compressão para as misturas com a/c = 0,56. .......................... 4.24
Figura 4.27 - Evolução da resistência média à compressão para as misturas com a/c = 0,35. .......................... 4.24
Figura 4.28 - Coeficientes de endurecimento para os betões estudados e comparação com a expressão sugerida
na NP EN 1992-1-1 (2010): a) a/c = 0,56; b) a/c = 0,35. ............................................................................................ 4.25
Figura 4.29 - Relação entre a resistência à compressão e a massa volúmica seca aos 28 dias. ....................... 4.28
Figura 4.30 - Superfície de rotura (BL56) após ensaio à compressão diametral. ............................................... 4.29
Figura 4.31 - Relação da resistência à tracção com a relação a/c. .................................................................... 4.30
Figura 4.32 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão nos BEAL..... 4.30
Figura 4.33 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão aos 28 dias. . 4.31
Figura 4.34 - Relação entre a resistência à tracção e a massa volúmica seca. ................................................. 4.32
Figura 4.35 - Relação entre o módulo de elasticidade e a relação a/c. .............................................................. 4.35
Figura 4.36 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão em cilindros nos BEAL. ... 4.35
Figura 4.37 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão. ....................................... 4.36
Figura 4.38 - Relação entre o módulo de elasticidade e a massa volúmica seca. .............................................. 4.37
Figura 4.39 - Relação entre o quadrado da massa volúmica seca e o módulo de elasticidade normalizado a
. ..................................................................................................................................................................... 4.38
Figura 4.40 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,56. .................... 4.40
Figura 4.41 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,35. .................... 4.40
Figura 4.42 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BL. ............................ 4.41
Figura 4.43 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BAFL. ........................ 4.41
Figura 4.44 - Comparação entre os BL, estimativa normativa e os resultados obtidos por Hossain (2006). ....... 4.42
Figura 4.45 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,56. .................................. 4.44
Figura 4.46 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,35. .................................. 4.44
Figura 4.47 - Coeficientes de absorção referentes aos betões estudados. ........................................................ 4.45
Figura 4.48 - Coeficientes de carbonatação dos betões formulados. ................................................................. 4.47
Figura 4.49 - Influência do agregado no avanço da carbonatação: a) BL35; b) BL56. ....................................... 4.48
Figura 4.50 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,56. ........................... 4.49
Figura 4.51 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,35. ........................... 4.49
Figura 4.52 - Evolução da frente de carbonatação ao longo do tempo de ensaio na mistura BL56. ................... 4.50
Figura 4.53 - Evolução da frente de carbonatação ao longo do tempo de ensaio na mistura BL35. ................... 4.50
Figura 4.54 - Relação entre os coeficientes de carbonatação e absorção capilar aos 28 dias de idade............. 4.51
xi
Figura 4.55 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de carbonatação. ......................... 4.51
Figura 4.56 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de carbonatação. ......................... 4.52
Figura 4.57 - Coeficientes de difusão médios dos betões formulados. .............................................................. 4.53
Figura 4.58 - Relação entre os coeficientes de difusão e absorção capilar aos 28 dias de idade....................... 4.55
Figura 4.59 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de difusão. ................................... 4.55
Figura 4.60 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de difusão. ................................... 4.56
Índice de quadros
Quadro 2.1 - Classificação dos materiais piroclásticos de acordo com a dimensão dos fragmentos, segundo
Mcdonald (1982). ......................................................................................................................................................... 2.3
Quadro 2.2 - Ensaios laboratoriais das escórias vulcânicas inventariadas (Fraga 1988). .................................. 2.10
Quadro 2.3 - Massas volúmicas e absorção das amostras analisadas por Fraga (1988). .................................. 2.12
Quadro 2.4 - Perdas por desgaste na máquina de Los Angeles segundo a E-237 do LNEC (Fraga 1988). ....... 2.13
Quadro 2.5 - Resultado do ensaio de esmagamento das amostras ensaiadas (Fraga 1988). ............................ 2.14
Quadro 2.6 - Composições dos betões produzidos por Hossain (2006)............................................................. 2.17
Quadro 2.7 - Composições e resultados obtidos na campanha experimental de Kiliç et al. (2009). ................... 2.18
Quadro 2.8 - Composições dos betões produzidos por Assas (2012) para cada % de substituição de areia
efectuada. .................................................................................................................................................................. 2.18
Quadro 2.9 - Resultados obtidos por Assas (2012) para a mistura A e B. ......................................................... 2.19
Quadro 2.10 - Composições e resultados obtidos nos betões de escórias produzidos pela EuroLightCon (2000).
.................................................................................................................................................................................. 2.19
Quadro 2.11 - Composições dos betões produzidos, por fracções, por Kiliç et al. (2003). ................................. 2.21
Quadro 2.12 - Resultados para a resistência à compressão e à tracção obtidos por Kiliç et al. (2003). ............. 2.22
Quadro 2.13 - Resultados obtidos pelo EuroLightCon (2000) para a resistência à tracção das séries 3, 4 e 5. . 2.22
Quadro 2.14 - Resultado obtido pela EuroLightCon (2000) para o módulo de elasticidade nos betões produzidos
com escórias. ............................................................................................................................................................. 2.23
Quadro 2.15 - Composições dos betões produzidos por Parhizkar et al. (2011). ............................................... 2.25
Quadro 2.16 - Composição dos betões produzidos por Gündüz el al. (2004). ................................................... 2.28
Quadro 3.1 - Documentos normativos referentes à caracterização dos agregados. ............................................ 3.2
Quadro 3.2 - Massa mínima da amostra na análise granulométrica .................................................................... 3.2
Quadro 3.3 - Massa mínima da amostra para o ensaio de massa volúmica e absorção de água. ....................... 3.5
Quadro 3.4 - Volume mínimo do recipiente na baridade. ..................................................................................... 3.8
Quadro 3.5 - Massa mínima da amostra no índice de forma. ............................................................................ 3.10
Quadro 3.6 - Volume de vazios de acordo com a máxima dimensão do agregado (Nepomuceno 1999). .......... 3.14
Quadro 3.7 - Classificação da trabalhabilidade. ................................................................................................. 3.15
Quadro 3.8 - Valores dos parâmetros K e K’. .................................................................................................... 3.15
Quadro 3.9 - Valores dos parâmetros A e B. ..................................................................................................... 3.17
Quadro 3.10 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury. ......................................................................... 3.18
Quadro 3.11 - Quadro resumo relativos à curva de referência de Faury sem cimento. ...................................... 3.18
Quadro 3.12 - Percentagens de agregado a incorporar na mistura.................................................................... 3.19
Quadro 3.13 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury. ......................................................................... 3.20
Quadro 3.14 - Quadro resumo dos valores da curva em cimento de Faury. ..................................................... 3.20
Quadro 3.15 - Quantidades de agregados a incorporar na mistura BL. ............................................................. 3.21
Quadro 3.16 - Ajuste da curva granulométrica brita1/bago de arroz com a da bagacina.................................... 3.22
Quadro 3.17 - Ajuste da curva granulométrica areia grossa/fina com a da areia fina/pó de bagacina ................ 3.23
Quadro 3.18 - Composições dos betões estudados na campanha experimental. .............................................. 3.24
Quadro 3.19 - Condições de cura dos provetes dado a natureza de cada ensaio.............................................. 3.26
Quadro 3.21 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado fresco. .............................. 3.27
xii
Quadro 3.22 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado endurecido. ...................... 3.30
Quadro 3.23 - Correção da voltagem. ............................................................................................................... 3.45
Quadro 4.1 - Análise granulométrica da brita 1. ................................................................................................... 4.1
Quadro 4.2 - Análise granulométrica do bago de arroz. ....................................................................................... 4.2
Quadro 4.3 - Análise granulométrica da areia grossa. ......................................................................................... 4.3
Quadro 4.4 - Análise granulométrica da areia fina. .............................................................................................. 4.4
Quadro 4.5 - Análise granulométrica da bagacina. .............................................................................................. 4.5
Quadro 4.6 - Análise granulométrica do pó de bagacina. .................................................................................... 4.6
Quadro 4.7 - Resultados obtidos na campanha experimental para as massas volúmicas e absorção de água. .. 4.7
Quadro 4.8 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados. ................................................................... 4.10
Quadro 4.9 - Índice de forma obtidos para a brita 1 e bagacina. ........................................................................ 4.11
Quadro 4.10 - Resistência ao esmagamento da bagacina. ................................................................................ 4.12
Quadro 4.11 - Valores obtidos para o abaixamento. .......................................................................................... 4.13
Quadro 4.12 - Massa volúmica fresca experimental e teórica para as composições estudadas. ....................... 4.15
Quadro 4.13 - Massas volúmicas experimentais e respectivas classes. ............................................................ 4.17
Quadro 4.14 - Resistência à compressão nas idades estudadas e outros parâmetros. ..................................... 4.19
Quadro 4.15 - Estimativa da resistência do agregado no betão segundo a expressão 4.2. ............................... 4.23
Quadro 4.16 - Eficiência estrutural das composições estudadas. ...................................................................... 4.26
Quadro 4.17 - Resistência à tracção aos 28 dias de idade e outros parâmetros. ............................................... 4.28
Quadro 4.18 - Eficiência estrutural à tracção. .................................................................................................... 4.32
Quadro 4.19 - Módulo de elasticidade aos 28 dias e outros parâmetros. ........................................................... 4.33
Quadro 4.20 - Retracção total registada nos betões estudados, ao longo do tempo. ......................................... 4.38
Quadro 4.21 - Resultados da absorção capilar dos betões estudados, aos 28 dias........................................... 4.43
Quadro 4.22 - Coeficientes de carbonatação e profundidade de carbonatação aos 90 dias dos betões estudados.
.................................................................................................................................................................................. 4.47
Quadro 4.23 - Estimativa do nº de anos até ao início da despassivação das armaduras. .................................. 4.50
Quadro 4.24 - Coeficientes médios de difusão de cloretos, aos 28 dias, dos betões estudados. ....................... 4.53
1.1
Capítulo 1 Introdução
1.1 Considerações iniciais
Numa envolvente em que o betão representa o material estrutural mais utilizado na indústria da
construção, existe a necessidade de explorar outras soluções alternativas dentro deste domínio que
possam ser mais vantajosas.
Uma eventual redução do peso próprio das estruturas de betão, por intermédio de uma
diminuição da massa volúmica do betão, permite reduzir directamente a carga permanente das
construções possibilitando novas soluções construtivas ou soluções economicamente e tecnicamente
mais atractivas. Sendo a redução de peso uma das principais vantagens da sua utilização, os betões
leves estruturais são usualmente caracterizados por possuírem massas volúmicas inferiores a 2000
kg/m3
(NP EN 206) e coeficientes de condutibilidade inferiores a 1,0 w/mºC. Desta forma, este tipo de
betão pode garantir vantagens técnicas e económicas face aos betões convencionais,
nomeadamente em obras de grande porte e no domínio da reabilitação, pois pode permitir soluções
construtivas mais esbeltas, menores solicitações nos elementos estruturais e melhores eficiências
energéticas.
Para além do referido, são ainda usualmente apontadas outras vantagens na utilização de betões
leves, como são exemplo (Bogas 2011, Chandra e Berntsson 2003, Holm 2000, Newman 1993, FIP
1983):
Diminuição da secção transversal dos elementos estruturais;
Redução das cargas transmitidas às fundações;
Menor custo e maior facilidade de transporte;
Melhor desempenho em acções dinâmicas;
Possibilidade de soluções arquitectónicas mais arrojadas.
A nível nacional, os betões leves têm sido essencialmente aplicados em soluções não estruturais
e em algumas obras de reabilitação. A cobertura suspensa do Pavilhão de Portugal (EXPO 98)
representa um dos exemplos mais emblemáticos da aplicação de betões leves estruturais em
Portugal.
Nos últimos 60 anos têm sido publicados diversos estudos que visam a caracterização e a
análise de durabilidade de betões produzidos com agregados leves artificiais. No entanto, são ainda
escassos os trabalhos desenvolvidos no âmbito dos betões leves estruturais produzidos com
agregados naturais (escória, pedra-pomes e tufos vulcânicos), uma vez que este tipo de agregado
está limitado a determinadas zonas do globo, apresentando ainda grande variabilidade consoante o
seu local de jazida.
No presente estudo, são analisados betões produzidos com agregados de escórias vulcânicas
provenientes das ilhas açorianas, mais concretamente de São Miguel, onde tomam a designação de
“bagacina” e/ou “bagaço”. Dado que se trata de um material abundante em praticamente todas as
ilhas e dado que está associado a um reduzido custo de extracção, crivagem e moagem, o uso de
escórias vulcânicas em betões leves estruturais pode ser uma solução alternativa com benefícios
económicos para a região. De facto, a utilização de agregados leves naturais tem o potencial de aliar
1.2
as vantagens associadas ao seu reduzido custo de extracção, transporte e processamento às
possíveis vantagens técnicas e económicas associadas à produção de materiais de menor massa
volúmica.
1.2 Objectivos
A presente dissertação, desenvolvida no âmbito do Mestrado Integrado em Engenharia Civil, teve
como objectivo o estudo das propriedades mecânicas e durabilidade de betões leves estruturais
produzidos com agregados de escórias vulcânicas provenientes dos Açores, mais concretamente da
ilha de São Miguel. É também objectivo deste trabalho a avaliação destes betões como possível
solução estrutural alternativa aos betões normais convencionais.
Deste modo, foi avaliado o desempenho de betões com agregados grossos de escórias (AGE)
em substituição de agregado grosso natural (AGN) bem como betões produzidos com a substituição
adicional de parte de agregados finos naturais (AFN) por agregados finos de escórias (AFE). Os
resultados obtidos nos betões com bagacina foram comparados com os obtidos em betões de
referência, produzidos apenas com agregados de massa volúmica normal (AN) de modo a avaliar o
seu comportamento relativo e o seu potencial como solução alternativa face aos betões
convencionais. Com vista a avaliar em maior detalhe a influência dos AGE e AFE na produção de
betões leves estruturais, e de modo a tornar o estudo mais abrangente, foram estudados dois tipos de
composições: betão estrutural corrente de moderada resistência com a/c = 0,56; betão estrutural de
elevado desempenho com a/c = 0,35. Assim, foram produzidos os seguintes 6 tipos de betão de
composições diferentes:
BN 0,35 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c = 0,35;
BN 0,56 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c = 0,56;
BL 0,35 - Betão leve constituído por AGE e AFN, de a/c = 0,35;
BL 0,56 - Betão leve constituído por AGE e AFN, de a/c = 0,56;
BAFL 0,35 - Betão leve constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c = 0,35;
BAFL 0,56 - Betão leve constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c = 0,56.
Neste estudo, os betões foram caracterizados mecanicamente por meio de ensaios de
resistência à compressão, resistência à tracção por compressão diametral e módulo de elasticidade.
Foi ainda avaliado a retracção dos betões e o seu desempenho em termos de durabilidade, tendo em
consideração a realização de ensaios laboratoriais de absorção capilar, resistência à carbonatação e
resistência à penetração de cloretos.
1.3 Metodologia e organização do trabalho
O presente trabalho seguiu uma metodologia que pode ser dividida em quatro etapas distintas. A
primeira etapa apresenta todo o trabalho de pesquisa e de recolha de informação bibliográfica,
nacional ou internacional, referente aos agregados de escórias vulcânicas e sua utilização na
1.3
produção de betões. Esta etapa demonstra-se importante para a compreensão, análise e validação
dos resultados obtidos na campanha experimental.
A segunda etapa refere-se à preparação e planificação das betonagens produzidas em
laboratório. Neste ponto, foi também incluído a quantidade de material e equipamento necessário
para a realização da actividade experimental.
A terceira etapa foi realizada em três fases: inicialmente realizaram-se os ensaios de
caracterização dos agregados, numa segunda fase procedeu-se à produção dos betões e realização
dos ensaios no estado fresco, e finalmente, a terceira fase envolveu a realização dos ensaios aos
betões no estado endurecido.
Na última etapa procedeu-se à análise e discussão dos resultados obtidos na terceira etapa,
onde comparou-se o desempenho dos betões com agregados de escórias com os betões de
referência.
Em termos de organização do trabalho, a redacção da presente dissertação encontra-se
estruturada e organizada em cinco capítulos.
No primeiro capítulo são apresentadas considerações gerais acerca do tema estudado,
referenciando o objectivo que motivou a realização do presente trabalho. É também apresentado a
organização e metodologia utilizada para a realização do documento.
O estado da arte é apresentado no segundo capítulo, onde se realizou um levantamento do nível
de conhecimento actual. Procedeu-se, ainda, à análise dos resultados obtidos noutras investigações
com relevância para o presente estudo.
No capítulo três são descritos e ilustrados os ensaios realizados aos agregados, betão no estado
fresco e no estado endurecido. É ainda apresentado o procedimento referente ao estudo das
composições dos betões a produzir, processo de amassadura e condições de cura dos provetes.
A análise e discussão dos resultados obtidos na campanha experimental apresentam-se no
capítulo quatro, sendo este dividido em três secções: a primeira secção consiste na apresentação e
análise dos resultados obtidos nos ensaios aos agregados utilizados na produção dos betões; a
segunda secção apresenta os resultados obtidos nos ensaios ao betão no estado fresco; a terceira
secção refere-se à análise e discussão dos resultados obtidos nos ensaios ao betão no estado
endurecido (mecânicos e de durabilidade).
No quinto capítulo resumem-se as principais conclusões resultantes da análise efectuada no
capítulo quatro. São também apresentadas algumas propostas para desenvolvimentos futuros, com o
objectivo de complementar a informação obtida no presente estudo.
O trabalho inclui também uma secção onde são apresentadas as referências bibliográficas
consultadas para o desenvolvimento do presente estudo bem como os documentos normativos
utilizados, e ainda uma secção referente aos anexos, onde são apresentados os resultados
individuais de cada ensaio e as fichas técnicas consultadas.
2.1
Capítulo 2 Escórias vulcânicas como material de construção
2.1 Enquadramento
De acordo com a norma EN 12620, os agregados leves distinguem-se dos agregados normais
por apresentarem valores de massa volúmica seca inferiores a 2000 Kg/m3. Tal resulta dos
agregados leves apresentarem elevada porosidade, permitindo ainda que estes possuam menores
coeficientes de condutividade.
Existem diferentes tipos de agregados naturais e artificiais, destacando-se, entre outros; os
agregados de xisto, ardósia e argila expandida, os agregados de cinzas sintetizadas, os agregados
de natureza orgânica (cortiça, madeira) e ainda os agregados naturais de pedra-pomes e escória. No
presente trabalho serão apenas estudados betões produzidos com escórias vulcânicas provenientes
dos Açores.
A escória vulcânica é um agregado leve inorgânico de origem natural. Visto que a escória é
directamente extraída de jazidas e não é submetida a transformações artificiais, excluindo os
processos mecânicos de extracção e eventual britagem, crivagem e peneiração, p.e., esta pode
apresentar propriedades muito variáveis, o que o torna mais difícil controlar o seu processo de
produção.
Os agregados de escória estão usualmente associados à formulação de betões não estruturais
de isolamento ou enchimento, embora também seja possível a produção de betões estruturais de
reduzida a moderada resistência. Visto que o volume de agregados corresponde a cerca de 70% do
volume do betão, a substituição de agregados naturais por escória tem grande influência na massa
volúmica, sendo uma das principais características que distinguem os betões estruturais de
agregados leves (BEAL) dos betões de agregados normais (BN). Segundo Asgeirsson (1994), as
escórias vulcânicas permitem a formulação de betões de resistência moderada para uma redução de
20 a 50% na massa volúmica (Figura 2.1).
Figura 2.1 - Classificação do BEAL em função da massa volúmica (Asgeirsson 1994).
Ainda de acordo com Holm (2000) e Bogas (2011), os agregados naturais de escórias ou pedra-
pomes são, a par dos agregados de cinzas sintetizadas e agregados de argila, xisto e ardósia
expandida, os únicos capazes de produzir betões de características estruturais, com relação
resistência/massa volúmica suficientemente elevada.
2.2
2.2 Escórias vulcânicas
2.2.1 Génese de formação das escórias vulcânicas
As escórias vulcânicas estão inseridas no grupo de rochas piroclásticas basálticas. Estas são
formadas pelo material expelido durante uma erupção vulcânica explosiva, que, posteriormente, se irá
depositar, formando acumulações piroclásticas (Tarbuck e Lutgens 2004), (Nunes 2002).
Tem a denominação de Tephra todo o produto que é expelido para a atmosfera através de
erupções vulcânicas explosivas. Este termo foi introduzido por Thorarinsson (1944) e refere-se a um
depósito sedimentar de produtos piroclásticos não consolidados formados por sedimentos de
tamanhos variados. Este termo é aplicado a todo o material procedente de processos subaéreos,
excluindo os depósitos oriundos de processos subaquáticos, material proveniente do interior das
chaminés vulcânicas ou a escoadas piroclásticas.
Do ponto de vista geológico, as escórias vulcânicas, sendo um produto piroclástico de deposição
subaérea, estão integrados no subgrupo de rochas piroclásticas, que têm como principal
característica a trajectória parabólica adquirida pelo material antes de se depositar em solo firme ou
após se dispersar devido aos ventos (elementos de menor dimensão) (Nunes 2002).
Dependendo do objectivo, as ejecções vulcânicas podem ser classificadas segundo diferentes
parâmetros, como: a sua origem; o seu tamanho; o grau de consolidação do seu depósito; a sua
composição geral. Tendo em conta a origem da ejecção vulcânica, estas podem ser classificadas em
magmáticas, quando são formadas pelo magma fluido proveniente da crusta e do manto, ou em não
magmáticas, quando resultam de rochas que já se apresentavam solidificadas. As escórias
vulcânicas pertencem ao grupo de ejecções vulcânicas magmáticas (Nunes 2002).
A forma mais expedita e mais utilizada para se proceder à classificação dos materiais
piroclásticos é baseada na dimensão dos fragmentos resultantes, embora ainda não exista uma
escala bem definida para a sua caracterização (Nunes 2002), (Macdonald 1982).
Nas explosões mais violentas, caso o magma se encontre muito fluido, em geral, os projécteis
atingem o solo totalmente sólidos. Deste modo, estes permanecerão na sua forma de origem,
embora, por vezes, ocorra a cimentação dos mesmos devido à deposição de minerais transportados
pela água circundante. Nos chamados “borrifos”, os fragmentos, ao colidirem com o solo, adaptam-se
à superfície, isto porque se encontram parcialmente viscosos, podendo ainda fundir-se com outros
fragmentos de modo a formar, assim, os denominados aglutinados ou “emplastros”. No entanto,
mediante certas circunstâncias, os piroclastos que resultam de pingos de lava que foram ejectados
em condições de elevada fluidez e que solidificam ainda em trajecto aéreo tomam diversas formas,
desde alongadas a arredondadas. Em relação às cinzas vulcânicas resultantes, é importante referir
que não se trata de um produto queimado, mas sim de um material de dimensão inferior a 2 mm, que,
quando consolidadas, tomam a designação de tufos (Quadro 2.1).
De acordo com a classificação de Mcdonald (1982) baseada na dimensão dos fragmentos, as
escórias vulcânicas correspondem aos lapilli e às brechas de lapilli (Quadro 2.1).
2.3
Quadro 2.1 - Classificação dos materiais piroclásticos de acordo com a dimensão dos fragmentos, segundo Mcdonald (1982).
É de salientar, uma vez mais, que a classificação é subjetiva, dependendo da subdivisão
arbitrada pelo autor. Por exemplo, segundo Juan Marinas (2000), os fragmentos são classificados em
cinzas sempre que as suas dimensões sejam menores do que 3 mm, em lapilli se estiverem
compreendidos entre 3 e 30 mm e em escórias se a sua dimensão média ultrapassar os 30 mm.
2.2.2 Principais propriedades
As escórias são um material piroclástico basáltico natural que apresenta elevada variabilidade e
heterogeneidade nas suas propriedades consoante o local e condições de jazida. Inclusivamente, é
frequente as suas características não se manterem constantes dentro da mesma jazida ou no mesmo
cone vulcânico.
Segundo um estudo da IBRI (Icelandic Building Research Institute), referido no EuroLightCon
(2000), uma escória proveniente da Islândia possui baridade na ordem dos 693 kg/m³, massa
volúmica de 1990 kg/m3, absorção às 24 horas igual a 6,3% e resistência ao esmagamento igual a
19,4 N/mm². Num estudo realizado por uma empresa açoriana, a escória (bagacina) apresenta
baridade de 776 kg/m³ e absorção de água às 24 horas de 10,3% (Marques 2013).
Ainda, num estudo realizado por Hossain (2006) com escórias vulcânicas provenientes da Nova
Guiné, são referidas massas volúmicas secas de 1150 kg/m3, absorção às 24 horas de 35,6% e
percentagem de desgaste pelo ensaio de Los Angeles de 30%.
Segundo Juan Marinas (2000), as escórias são um material piroclástico mais grosso que as
cinzas, e o seu comportamento assemelha-se a um solo granular angular que apresenta diferentes
características quando estão no estado intocável e quando são “remexidas”. O autor refere valores
para as escórias vulcânicas de 1,35 e 1,6 g/cm3 para a massa volúmica e de 25 e 30% para a
absorção.
Deste modo, pode-se concluir, uma vez mais, que este material natural tem certas
particularidades que diferem de local para local, tornando difícil generalizar valores para a sua
caracterização. Desse modo, não é rigoroso prever o comportamento geral das escórias, sem ter em
consideração a especificidade das suas propriedades consoante o seu local de jazida.
Angular Sólido Blocos Brecha
Cinza ou tufo
(consolidado)Cinza
Líquido ou
sólido
Angular ou
redondoInferior a 2 mm
Dimensão dos
fragmentos (ф
médio)
Forma dos
fragmentosFragmentos
individuais
Acumulação de
fragmentos
Condições de
ejecção
Designação
AglomeradoBombaPlásticoRedondo a
subangularSuperior a 64 mm
Aglomerado ou
brecha lapilliLapilli
Líquido ou
sólido
Redondo a
angularDe 2 a 64 mm
2.4
2.3 Escória vulcânica existente nos Açores
2.3.1 Aspectos geológicos, químicos e mineralógicos
As escórias vulcânicas, tal como foi referido em §2.2.1., são formadas através de erupções do
tipo subaérea, usualmente categorizadas em 4 tipos diferentes, consoante a sua intensidade:
Hawaiano (fraca intensidade); Stromboliano; Vesuviano; Pliniano (intensidade superior à dos
restantes tipos). Alguns autores consideram que, para além dos tipos de erupções referenciadas
anteriormente, se destacam ainda as erupções do tipo Vulcaniana, Ultrapliniana, Surtseiana e
Freatopliniana (Nunes 2002).
Em relação às 4 erupções principais, é de notar que as do tipo Hawaiano, formadas por lavas
muito fluidas, dão origem a escoadas basálticas, originando também, com menos frequência,
produtos constituídos por vidro vulcânico de carácter basáltico. As do tipo Pliniano e Vesuviano dão
origem às conhecidas pedra-pomes, piroclastos traquíticos e fonolíticos. Por outro lado, as erupções
subaéreas do tipo Stromboliano dão origem às escórias vulcânicas, que são vulgarmente conhecidas
nos Açores por “bagacina” ou “bagaço”, variando de região para região (Fraga 1988).
Na ilha de São Miguel, tanto a bagacina (escória vulcânica) como a pedra-pomes são bastante
frequentes, caracterizando grande parte da geologia da ilha. A pedra-pomes é uma rocha ácida
geralmente composta por uma percentagem de sílica superior a 65%. Existe igualmente pedra-pomes
de composição basáltica, embora seja menos comum. A pedra-pomes é um vidro vulcânico traquítico
de cor clara, de densidade inferior à água, que apresenta uma estrutura porosa de fraca
interconectividade e, como tal, reduzida permeabilidade. Os depósitos de pedra-pomes são mal
determinados e apresentam grandes extensões, dificultando por vezes a identificação do local da
chaminé. Tal sucede porque, sendo erupções do tipo Pliniano, os fragmentos de baixa densidade são
projectados a maiores distâncias do que em outros tipos de erupção. Deste modo, nos locais mais
afastados do cone, as camadas de material diminuem de espessura e de dimensões. Verifica-se
ainda que, de local para local, as camadas existentes são constituídas por fragmentos de dimensões
muito semelhantes, que, por vezes, estão intercaladas com camadas de cinzas, denotando-se a
existência de diferentes fases na mesma erupção (Nunes 2002).
Por outro lado, as escórias vulcânicas, resultantes de erupções do tipo Stromboliano, apresentam
um carácter menos vesicular e muito mais cristalizado (Polacci 2006). Estes materiais são piroclastos
basálticos de composição máfica, apresentando uma cor escura avermelhada ou preta, dependente
da percentagem e estado de oxidação do ferro nela contido. Ao contrário do que se passa com a
pedra-pomes, a escória deposita-se imediatamente à volta da chaminé, formando cones muito bem
definidos, aproximadamente simétricos e que, vulgarmente, não ultrapassam as poucas centenas de
metros. O declive das vertentes do cone equivale à inclinação do talude inicial, característica comum
nas erupções strombolianas, apresentando valores na ordem dos 33 graus, que é variável de acordo
com alguns autores. Por exemplo, Juan Marinas (2000) considera que a inclinação das vertentes está
compreendida entre 34 e 37 graus. De salientar que, devido aos processos normais de meteorização,
o pendor das vertentes torna-se menos perceptível a longo prazo.
2.5
Ao longo da ilha de São Miguel, é possível identificar várias centenas de cones constituídos
sobretudo por escórias vulcânicas (muitas vezes intercaladas por escoadas lávicas), originárias de
erupções basálticas que em tempos entraram em actividade. Os cones constituídos maioritariamente
por escórias de grão grosseiro incluem fragmentos “borrifados” e bombas subaéreas e achatadas
com dimensões, por vezes, superiores a 1 a 2 metros, embora, no caso de bombas fusiformes, isso
seja menos habitual. As escórias são partículas leves porosas de textura esponjosa, devido à
geração de bolhas gasosas aquando da sua formação.
Normalmente, as escórias vulcânicas apresentam uma coloração negra e acinzentada, podendo
até apresentar-se em tons de azuis quando a superfície é relativamente fresca. Usualmente, podem
existir gases vulcânicos que, ao atravessarem o cone, oxidam o ferro existente na escória,
conferindo-lhe um tom castanho avermelhado.
Nota-se esta coloração em muitos dos cones existentes, podendo ainda coexistir as duas
colorações no mesmo cone, denotando diferentes fases. A coloração avermelhada surge no núcleo,
enquanto que os tons negros e acinzentados ocupam as camadas mais superficiais. A intensidade da
coloração está directamente ligada à composição mineralógica do material, dado que quanto maior a
percentagem de hematite (Fe2O3), maior será a tonalidade avermelhada. A presença de diferentes
fases da mesma erupção confere ao cone um aspecto estratificado.
Através de um estudo realizado por Fraga (1988), em que foram seleccionados conjuntos de
amostras, tendo em conta as características visuais das mesmas, em particular a sua coloração, o
modo como se apresentam na jazida (consolidadas ou soltas) e a sua granulometria e porosidade,
procedeu-se à identificação da composição química e mineralógica das escórias da região.
Neste estudo, foram seleccionadas 7 amostras (4 pretas e 3 vermelhas), que, por sua vez, foram
subdivididas em 2 ou 3 subamostras, devido ao facto de na mesma amostra existirem porções de
fragmentos de diferente porosidade e densidade. Este estudo teve como um dos objectivos avaliar a
influência da composição química e/ou mineralógica das escórias nas suas características visuais. O
autor observa, naturalmente, que esses fragmentos são resultantes de fases mais ou menos gasosas
da mesma erupção.
Relativamente à composição química das amostras recolhidas, as escórias analisadas
enquadram-se nos seguintes valores:
45 a 50 % sílica (SiO2);
15 a 20 % óxido de alumínio (Al2O3);
10 a 12 % óxido de cálcio (CaO);
8 a 10 % óxido de ferro (Fe2O3);
5 a 10 % óxido de magnésio (MgO);
5 a 10 % óxido de titânio (TiO2), sódio (Na2O), potássio (K2O) e manganês (Mn2O3).
Com base nos valores obtidos, confirma-se que as escórias apresentam composições
semelhantes às de rochas basálticas, o que é natural, pois estes materiais são piroclastos de origem
basáltica.
Fraga (1988) recorreu ao método da difractrometria de Raios X, com projecção de radiação Kα
de cobalto para a caracterização mineralógica das escórias. Para isto seleccionou 3 das 4 amostras
que foram objecto de um estudo mais exaustivo. O autor conclui que o mineral mais abundante e em
maior proporção é a plagióclase, sendo menos predominante a piroxena e a olivina. Em relação à
2.6
hematite, foi possível verificar que a sua presença na matriz está inteiramente relacionada com a
coloração avermelhada predominante das amostras, visto que este mineral não se encontra nas
amostras de escórias vulcânicas máficas. Tal facto é compreensível, visto que a cor vermelha provém
da oxidação do ferro.
2.3.2 Locais de jazida e extracção
A ilha de São Miguel é a maior ilha presente no arquipélago dos Açores, com uma área de 747
km2. Sendo uma ilha de origem vulcânica, tal como as restantes ilhas, excepto a de Santa Maria, o
seu vulcanismo é caracterizado por quatro principais vulcões poligenéticos e siliciosos e ainda por
duas áreas de vulcanismo basáltico.
Aproximadamente 66% da superfície da ilha de São Miguel é aflorada por materiais de projecção,
entre elas, escórias basálticas (bagacina), ignimbritos não soldados e lahars, materiais pomíticos e
ainda pedra-pomes. Não é possível, com a cartografia actual disponível, estimar a área ocupada por
cada um destes afloramentos.
Figura 2.2 - Representação dos recursos geológicos encontrados à superfície da ilha de São Miguel (adaptado de
Zbyszewski et al., 1959).
Por análise da Figura 2.2, é possível observar que os materiais piroclásticos de natureza ácida,
como a pedra-pomes, ignimbritos e materiais pomíticos, são predominantes em toda a ilha, em
especial nas áreas vulcânicas das Sete Cidades, Lagoa do Fogo, Furnas e Povoação. Por sua vez, o
material de natureza básica, como a bagacina, apresenta maior relevância no complexo vulcânico
dos Picos entre as Setes Cidades e a Lagoa do Fogo. Tal pode ser averiguado através das áreas
representadas a laranja na Figura 2.2, pois estas representam os aparelhos vulcânicos secundários,
constituídos por cones vulcânicos com uma ou mais crateras (Zbyszewski et al. 1959). Nos Anexos I,
encontra-se a carta geológica de São Miguel, onde se destaca, uma vez mais, a presença de vários
2.7
cones de escórias ao longo da ilha, ao que a RAA1 estima ser uma área igual a 30,74 km
2, ou seja,
cerca de 4,12% da superfície total.
Importa referir que grande parte dos cones de escórias basálticas está situada sob cones de
escórias traquíticas.
Muitos inertes existentes são utilizados para vários fins, dos quais a construção civil assume
maior destaque. Dos recursos minerais não metálicos explorados em São Miguel, o basalto e a
bagacina são os que apresentam maior significado, como se pode constatar através da Figura 2.3.
Figura 2.3 - Volume de massas minerais extraídas de áreas de extracção licenciadas, por ilha (m3), em 2011 (PAE 2012).
Através de um inventário realizado pela PAE (Plano Sectorial do Território para as Actividades
Extractivas), foi possível identificar a existência de aproximadamente 100 locais de extracção de
bagacina, dos quais 20 estão em actividade e dispõem de licença para extracção. Destes destacam-
se, por exemplo, a Pedreira do Pico das Murtas I (São Roque, Ponta Delgada) e a Pedreira da Mata
das Feiticeiras (Santa Bárbara/Cabouco, Ribeira Grande/Lagoa), onde, desde licenciadas até ao ano
de 2011, foram extraídos 2,76 e 2,62 milhões de metros cúbicos de bagacina, respectivamente.
Figura 2.4 - Pedreira do Pico das Murtas I (PAE
2012).
Figura 2.5 - Pedreira da Mata das Feiticeiras (PAE
2012).
1 Região Autónoma dos Açores (RAA) através do PAE (Plano Sectorial do Território para as
Actividades Extractivas) realizou vários estudos no âmbito dos recursos geológicos existentes nos Açores, com fim de monitorizar os casos susceptíveis a actividades de recuperação e controlo.
2.8
A maioria dos locais de extracção, cerca de 49, está abandonada e isenta de licença, sendo a
sua exploração realizada por entidades individuais ou por pequenas empresas. De salientar o caso
do Pico do Carvão I, onde, até à data de 2011, foram extraídos, sem permissão, cerca de 2,83
milhões de metros cúbicos de bagacina (PAE 2012).
Figura 2.6 - Pico do Carvão I (PAE 2012).
Existem também locais de extracção activos e isentos de licença de exploração (cerca de 19),
onde o volume extraído de bagacina não ultrapassa os 700 000 m3. Acresce ainda que 9 locais de
jazida, licenciados ou não, estão agora recuperados, integrando reservas ecológicas e agrícolas.
2.3.3 Recursos existentes
Embora os locais de jazida de bagacina existam abundantemente em praticamente toda a ilha,
nem todos possuem autorização para a sua exploração. De facto, a extracção só é permitida
mediante a apresentação prévia de um estudo de impacte ambiental.
Em relação à previsão de recursos existentes em cada local de extracção, a informação ainda é
escassa, dado que a sua recolha foi realizada apenas recentemente para algumas pedreiras.
Destaca-se a Pedreira do Pico da Cova, localizada na Ribeira Grande e explorada pela empresa
Somague SA, que deverá continuar em funcionamento até 2027, onde se estima que sejam
explorados cerca de 3,4 milhões de metros cúbicos de bagacina.
Figura 2.7 - Pico da Manteiga (PAE 2012).
Figura 2.8 - Pico da Criação (PAE 2012).
Foram abertas e licenciadas duas novas pedreiras de bagacina, em 2011, a do Pico da Manteiga
(Figura 2.7), localizada na freguesia de Santana, concelho de Nordeste, e a pedreira do Pico da
Criação (Figura 2.8), localizada na freguesia dos Fenais da Luz, Ribeira Grande. É estimado que
estas duas novas pedreiras consigam fornecer mais de 8 milhões de metros cúbicos de bagacina.
2.9
2.3.4 Principais aplicações na construção açoriana
Por serem de origem vulcânica, as ilhas do Arquipélago dos Açores são constituídas por rochas
magmáticas extrusivas, nas quais se incluem os materiais piroclásticos, com características
adequadas para obras geotécnicas e de construção civil. As escórias vulcânicas, mais conhecidas
pelo termo comum de “bagacina”, são frequentemente utilizadas no fabrico de blocos de betão e em
obras de enchimento, terraplanagens e pavimentações.
Desde a altura em que se deixou de construir edificações em pedra e começou-se a construir em
betão, e devido ao custo de importar os blocos de betão ou tijolos vindos do continente, criaram-se a
partir de materiais existentes nas ilhas os chamados “blocos de bagacina” (Figura 2.9), que resultam
de uma mistura entre um agente ligante e agregados provindos de escórias vulcânicas (Carvalho
2008).
Figura 2.9 - Blocos de alvenaria produzidos através de bagacina (Carvalho 2008).
Tradicionalmente, as escórias também têm sido utilizadas na pavimentação de estradas
(estradas regionais e municipais), mais concretamente na realização das camadas de sub-base.
Apesar de actualmente ser menos comum, as escórias podem ainda ser aplicadas nas camadas de
desgaste (Figura 2.10) de caminhos municipais de tráfego reduzido (Fraga 1988).
Figura 2.10 - Uso de bagacina como camada de desgaste no caminho municipal da Tronqueira (cedida por António
Rodrigues).
Recentemente, este material tem sido utilizado em zonas ajardinadas, funcionando como
passadiços pedonais. É efectuada a junção de ligante e bagacina vermelha, fazendo um bonito
contraste com o verde presente em toda a ilha de São Miguel.
2.10
2.4 Características e propriedades da “bagacina” proveniente de São Miguel
São ainda escassos os trabalhos realizados que abrangem a caracterização detalhada da
bagacina proveniente dos Açores. No entanto, Fraga (1988) apresenta um estudo em que são
caracterizados vários parâmetros físicos e mecânicos do agregado em questão.
Para o seu estudo, o autor teve em conta 15 jazidas existentes, até então, na ilha de São Miguel,
abrangendo toda a região (Quadro 2.2). Deste modo, foi possível estudar a variabilidade do
agregado, quer no modo como a bagacina se apresenta na jazida, quer em função de algumas das
suas características intrínsecas e de resistência mecânica.
Quadro 2.2 - Ensaios laboratoriais das escórias vulcânicas inventariadas (Fraga 1988).
Sendo as amostras estudadas pertencentes maioritariamente à fracção de material inferior a ¾’’
(19,1 mm), pensou-se ser benéfico analisar os resultados adquiridos para as diferentes amostras, no
sentido de se obter uma ideia das características mecânicas da fracção fina do material recolhido nas
diferentes jazidas (Fraga 1988).
2.4.1 Forma, textura e granulometria
É frequente depararmo-nos com escórias de dois tons distintos: as de coloração negra, que são
geralmente constituídas por fragmentos soltos (não aglutinados), o que facilita a sua extracção; as de
coloração avermelhada, que possuem uma maior tendência para se aglutinarem, dificultando a sua
extracção. Estes aspectos reflectem-se na granulometria do material da jazida, sendo que o próprio
processo de extracção contribui para a fragmentação das partículas. Por sua vez, a forma
estratificada dos cones vulcânicos faz com que haja grande heterogeneidade do material extraído,
nomeadamente ao nível da porosidade, coloração, dimensão das partículas e grau de consolidação.
No entanto, dentro de cada camada de estratificação, o material encontra-se praticamente
homogéneo (Fraga 1988).
Das amostras ensaiadas, há determinados aspectos que evidenciam bem as características
granulométricas e a variabilidade das escórias provenientes de diferentes locais de extracção. Por
129/82 Vermelha 100 31 0,6 6,3 6,3 30 25,0
135/82 Negra 100 37 2,1 6,1 2,0 63 52,0
136/82 Negra 100 50 2,0 5,5 2,5 30 35,0
137/82 Vermelha 100 28 0,3 6,0 3,8 31 40,0
144/82 Vermelha 100 60 0,4 5,7 9,0 58 49,0
148/82 Negra 100 64 0,4 5,4 3,1 45 37,0
150/82 Negra 100 40 0,1 6,1 5,8 24 25,0
22/83 Negra 92 38 0,5 5,9 4,7 26 31,0
106/83 Vermelha 70 37 2,2 6,1 6,0 62 54,0
242/83 Vermelha 25 8 0,2 7,9 6,7 49 50,0
4/84 Negra 87 18 0,0 6,3 2,7 - -
5/84 Vermelha 88 33 0,0 6,1 5,0 - -
6/84 Negra 88 19 0,0 6,3 3,6 - -
7/84 Vermelha 80 62 0,0 6,2 4,0 - -
LA (%)Esmagamento
(%)Amostra % passado
# ⅔
% passado
#4
% passado
#200
Módulo
de finura
CorCu
Granulometria
2.11
exemplo, para todas as amostras ensaiadas, a percentagem de material inferior a 0,074 mm (peneiro
n.200 ASTM) foi quase inexistente, o que salienta a reduzida plasticidade das escórias.
Os valores do coeficiente de uniformidade vêm demonstrar que não há qualquer ligação entre a
cor da escória e a granulometria associada, facto que é traduzido pelo módulo de finura calculado. É
de notar que o módulo de finura não apresenta diferenças muito significativas de amostra para
amostra, obtendo-se valores entre cerca de 6 e 7.
Para proceder a um estudo mais aprofundado, Fraga (1988) seleccionou 4 amostras, em que 3
são de bagacina vermelha e uma de cor negra. A amostra de cor negra e uma das amostras
vermelhas foram recolhidas do mesmo cone e na mesma vertente, enquanto que as restantes foram
recolhidas em frentes de exploração localizadas em vertentes opostas. Estas estão referenciadas
como:
Amostra nº. 126/86 (cor vermelha);
Amostra nº. 1/87 (cor preta);
Amostra nº. 10/87 (cor vermelha);
Amostra nº. 19/87 (cor vermelha).
Na análise das curvas granulométricas das diferentes amostras, verificou-se que as curvas
recolhidas do mesmo cone (126/86, 1/87 e 19/87) apresentam um “andamento” de certa forma
idêntico entre elas. Já no caso da amostra 10/87, esta apresenta um desenvolvimento mais extenso,
com maior percentagem de grossos (superiores a 3’’) e de finos em relação às restantes.
Deste modo, o autor integrou num mesmo gráfico as 4 curvas médias das respectivas amostras
(Figura 2.11).
Figura 2.11 - Comparação das curvas granulométricas médias relativas aos locais de estudo (Fraga 1988).
Verifica-se que as curvas referentes ao mesmo cone vulcânico apresentam uma evolução
semelhante, enquanto que a amostra retirada do local oposto apresenta um maior afastamento,
possuindo também elementos de maior dimensão e maior percentagem de finos. Conclui-se, assim,
que o material proveniente do mesmo local apresenta um nível razoável de homogeneidade. O grau
de homogeneidade é maior caso o material pertença à mesma camada de estratificação.
2.12
2.4.2 Massa volúmica, porosidade e absorção
Fraga (1988) calculou as massas volúmicas e a absorção de água nas diferentes fracções
granulométricas das amostras (126/86, 1/87, 10/87 e 19/87), com o objectivo de avaliar a influência
da dimensão das partículas na massa volúmica e absorção (Quadro 2.3).
Quadro 2.3 - Massas volúmicas e absorção das amostras analisadas por Fraga (1988).
- Massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca;
- Massa volúmica das partículas secas;
- Massa volúmica do material impermeável das partículas.
Para tal, foram analisadas as seguintes massas volúmicas das partículas, de acordo com o
previsto na EN 1097-6.
Procurou-se também ter uma ideia dos limites da variação das massas volúmicas e absorção de
partículas de dimensões idênticas mas com aspecto notoriamente distinto em termos de porosidade.
Deste modo, foram seleccionadas amostras com elementos de aspecto mais poroso e amostras com
elementos de aspecto mais compacto, menos porosos. Os resultados obtidos mostram que as
massas volúmicas aumentam com a diminuição da dimensão das partículas, notando-se que a
absorção evolui de forma inversa. Isso sucede devido ao facto de a percentagem de vazios de
maiores dimensões diminuir à medida que o material se torna mais fino. Verifica-se também que nas
3/8 JAE P-6 A 1,75 1,48 2,03 18,5
3/8 JAE P-6 B 2,16 1,96 2,45 10,2
NP-954/73 2,24 2,04 5,56 9,8
LNEC E-15 - - 2,46 -
Grossos porosos JAE P-6 A 1,72 1,41 2,05 22,1
Grossos compactos JAE P-6 A 2,50 2,34 2,79 6,8
3/8 JAE P-6 A 1,64 1,35 1,90 21,0
3/8 JAE P-6 B 1,88 1,75 2,03 7,9
NP-954/73 1,95 1,76 2,17 10,8
LNEC E-15 - - 2,04 -
Grossos JAE P-6 A JAE P-6 A 1,73 1,41 2,08 22,8
Grossos JAE P-6 A JAE P-6 A 1,81 1,51 2,16 19,9
3/8 JAE P-6 A 1,48 1,07 1,82 38,8
3/8 JAE P-6 B 2,27 2,17 2,41 4,6
NP-954/73 2,15 2,10 2,21 2,3
LNEC E-15 - - 2,49 -
Grossos porosos JAE P-6 A 1,17 0,78 1,28 49,7
Grossos compactos JAE P-6 A 1,61 1,17 2,07 37,0
3/8 JAE P-6 A 1,73 1,39 2,11 24,7
3/8 JAE P-6 B 2,09 1,80 2,54 16,2
NP-954/73 2,31 2,09 2,72 11,1
LNEC E-15 - - 2,54 -
# n.º 4
# n.º 4
# n.º 4
# n.º 4
AmostrasFracções do
material
Especificação
do ensaio
Massas volúmicasAbsorção
(%)ρa
(g/cm³)
ρrd
(g/cm³)
ρssd
(g/cm³)
19/87
Vermelha
10/87
Vermelha
1/87
Negra
126/86
Vermelha
2.13
escórias vulcânicas a porosidade é predominantemente fechada, existindo fraca interconectividade.
Assim, a transferência de água dos poros exteriores para os interiores das partículas é reduzida.
De salientar que, apesar de a representatividade das amostras ser pequena, é possível concluir
que as escórias vulcânicas tendem a apresentar uma elevada heterogeneidade.
Das 4 amostras ensaiadas, a amostra 10/87 foi a que apresentou maior porosidade e,
consequentemente, maior absorção na fracção mais grossa, e o menor valor de absorção na fracção
mais fina. Assim, conclui-se que as granulometrias menos grosseiras estão associadas a menores
quantidades de vazios acessíveis à água.
No Quadro 2.3, verifica-se que as amostras 126/86 e 19/87 apresentam valores muito
semelhantes, o que pode ser justificado pelo facto de estas amostras terem sido recolhidas do
mesmo cone vulcânico, possuindo assim características idênticas.
Num outro estudo realizado por uma empresa que faz extracção de escórias vulcânicas para
produtos de construção, são apresentados valores de massas volúmicas médias, para fracções
superiores a 4 mm, de 1,58 (ρrd), 1,88 (ρa) e 1,74 (ρssd), e ainda valores de absorção na ordem dos
10,3% (Marques 2013). Comparando com os valores obtidos por Fraga (1988), reforça-se a ideia de
que as escórias vulcânicas podem apresentar elevada variabilidade de jazida para jazida.
2.4.3 Resistência mecânica
2.4.3.1 Desgaste de Los Angeles
Fraga (1988) analisou a resistência ao desgaste de agregados de bagacina através do ensaio de
Los Angeles, de acordo com a especificação LNEC E-237 (Quadro 2.4).
Quadro 2.4 - Perdas por desgaste na máquina de Los Angeles segundo a E-237 do LNEC (Fraga 1988).
Dos ensaios realizados, foi possível verificar que a amostra 10/87, extraída da vertente do cone
oposta à das restantes amostras, é passível de um maior desgaste em relação às restantes escórias,
apresentando valores que superam os 70% nas fracções mais grossas. Por sua vez, a amostra 19/87
apresentou os menores valores de desgaste, com percentagens na ordem dos 30%. As restantes
amostras, 126/86 e 1/87, apresentaram valores médios de 35 e 40%, respectivamente. Deste modo,
uma vez mais é possível concluir que a cor nada afecta a resistência do agregado, e que as amostras
podem apresentar uma elevada heterogeneidade de local para local.
126/86 36% 35% 28% 27% 44% 45% 42%
1/87 42% 39% 31% 27% 46% 47% 45%
10/87 72% 72% 63% 44% 77% 77% 78%
19/87 29% 29% 25% 42% 42% 37% 34%
Nº esferas
GFEDCBAFuso de
ensaio
Módulo de
finura
121212581112
88,595677,5
2.14
Pela análise do Quadro 2.4, é possível verificar que os resultados obtidos no ensaio de Los
Angeles dependem da granulometria da fracção do agregado ensaiado em cada amostra recolhida.
2.4.3.2 Resistência ao esmagamento
Fraga (1988) analisou também a resistência ao desgaste das escórias vulcânicas recolhidas. O
ensaio foi efectuado de acordo com a especificação LNEC E-154. Os ensaios foram realizados
apenas em amostras das fracções granulométricas 12,7 - 19,1mm (Quadro 2.5). Em geral, verifica-se
uma ligeira correlação entre os resultados obtidos neste ensaio e no ensaio de desgaste de Los
Angeles.
A amostra 10/87 (com LA de 70%) apresenta cerca de 75% de esmagamento, superior ao de
qualquer outra amostra ensaiada. Nas restantes amostras obtiveram-se valores compreendidos entre
os 42% e os 48%. Os valores obtidos, tanto no desgaste de LA como no ensaio de esmagamento,
têm a mesma ordem de grandeza, denotando assim que o desgaste de Los Angeles poderá vir a ser
um bom indicador da maior ou menor resistência que as escórias vulcânicas apresentam ao
esmagamento.
Quadro 2.5 - Resultado do ensaio de esmagamento das amostras ensaiadas (Fraga 1988).
2.5 Principais propriedades de betões estruturais produzidos com agregados
naturais de origem vulcânica
2.5.1 Características gerais
2.5.1.1 Trabalhabilidade
A trabalhabilidade do betão é uma propriedade fundamental dos betões no estado fresco. Esta
define a consistência do betão no estado fresco e transmite a capacidade do betão para se manter
coeso e homogéneo durante o transporte e colocação, sem que sofra segregação excessiva (Lima
2012).
A trabalhabilidade depende das características dos agregados, massa volúmica, quantidade de
água, proporção da mistura e ainda do ângulo de atrito interno.
Os betões produzidos com agregado leves podem apresentar menores valores de abaixamento,
quando comparados com betões convencionais de idêntica composição, devido à massa volúmica
dos agregados leves que afecta a acção exercida durante os ensaios. A maior absorção dos
agregados leves dificulta o controlo de trabalhabilidade, existindo uma maior variabilidade deste
parâmetro do que em betões de massa volúmica normal (EuroLightCon 2000). Metha e Monteiro
Amostras 126/86 1/87 10/87 19/87
Fracção ensaiada 12,7 - 19,1 12,7 - 19,1 12,7-19,1 12,7 - 19,1
% de material
friável45% 48% 42% 75%
2.15
(2006) referem que para a mesma trabalhabilidade os betões de agregados leves exigem maior
dosagem de pasta face aos betões de agregados normais.
No Quadro 2.6, apresentam-se os abaixamentos obtidos por Hossain (2006) em betões leves
produzidos com escórias vulcânicas. Verifica-se que o abaixamento diminui de 84 para 64 mm
quando a areia normal é totalmente substituída por areia leve de escória. De acordo com o autor, isso
justifica-se pela menor acção gravítica proporcionada pelos agregados leves durante o ensaio de
abaixamento.
O autor conclui ainda que, para os betões de areia leves, um abaixamento situado entre 55 e 64
mm torna-se um resultado satisfatório quando comparado com o abaixamento obtido nos betões de
controlo (80 a 82 mm).
2.5.1.2 Massa volúmica
A massa volúmica de um betão depende da massa volúmica dos seus constituintes, em que os
agregados assumem a maior influência, visto que correspondem à maior fracção na mistura. Para
além da massa volúmica dos agregados, a massa volúmica do betão ainda depende do teor de
humidade presente nos agregados, relação a/c, volume de ar, teor e tipos de adições, grau de
compactação e condições de cura (Chandra 2003), (Holm 2000).
Por conseguinte, a massa volúmica dos betões constituídos por agregados leves é menor do que
a dos betões convencionais de igual composição, em que a variação desta massa volúmica depende
essencialmente da percentagem de agregados leves existentes no betão.
Hossain (2006) obteve decréscimos de massa volúmica seca, aos 28 dias, de 15% para uma
taxa de substituição de agregado normal (2540 kg/m³) por escória (1150 kg/m³) igual a 50%. Para
uma taxa de substituição igual a 100%, ou seja, para um betão que tem como agregado grosso
apenas escória, o betão apresentou um decréscimo de massa volúmica de 27% em relação ao betão
de controlo. O Quadro 2.6 apresenta a evolução da massa volúmica para diferentes percentagens de
substituição.
Na campanha realizada por Kiliç et al. (2009) foram testados betões compostos por escória
vulcânica, de massa volúmica 1547 kg/m³, e pedra-pomes, 903 kg/m³. Os resultados obtidos para a
massa volúmica seca aos 28 dias encontram-se no Quadro 2.7. Para um betão produzido apenas
com escória, incluindo agregados finos, este apresenta uma massa volúmica de 1997 kg/m³, o que
corresponde a um decréscimo de apenas 16% face ao betão normal de referência com massa
volúmica de 2388 kg/m³. Para o betão produzido apenas com pedra-pomes, o valor registado para a
massa volúmica seca foi de 1368 kg/m³, o que corresponde a um decréscimo de 43% face ao betão
de referência, e a 32% quando comparado com o betão produzido apenas com escórias. Como é
possível observar no Quadro 2.7, quanto maior é a percentagem de pedra-pomes no betão, menor é
a massa volúmica seca, pois a massa volúmica da pedra-pomes é cerca de 42% inferior à da escória
vulcânica utilizada no estudo.
Assas (2012), que testou o efeito da substituição de areia fina de escória por areia de densidade
normal, obteve um acréscimo de 14% na massa volúmica do betão quando substituiu cerca de 75%
do agregado fino leve por agregado fino grosso, pois o agregado fino de escória tem uma massa
2.16
volúmica menor, cerca de 1075 kg/m³, quando comparada com o agregado fino de massa volúmica
normal, 2362 kg/m³. Os resultados, para as diferentes percentagens de substituição, apresentam-se
no Quadro 2.9.
Ao comparar os trabalhos realizados por Hossain (2006), Kiliç et al. (2009) e Assas (2012), é
possível concluir que a massa volúmica do betão produzido por Kiliç et al. (2009) apresenta o maior
valor, 1996 kg/m³, dado que este é produzido com escória vulcânica mais densa, 1547 kg/m³, do que
as utilizadas nas restantes duas campanhas. Conforme referido, a massa volúmica é igualmente
afectada por outros factores, como a relação a/c que difere nos vários casos analisados. No entanto,
estas diferenças têm menor relevância na massa volúmica dos betões.
2.5.2 Resistência mecânica
2.5.2.1 Resistência à compressão
A resistência à compressão do betão depende da resistência mecânica dos seus constituintes,
agregados e matriz cimentícia, e da interacção/ligação entre estes (Neville 1995, Metha 2004). Nos
betões normais os agregados apresentam, geralmente, maior densidade e maior rigidez do que a
pasta cimentícia. Assim, a resistência mecânica dos BN depende essencialmente da resistência da
matriz, que, por sua vez, depende da relação a/c e do tipo de cimento. Por outro lado, nos betões
leves, os agregados apresentam normalmente menor massa volúmica e módulo de elasticidade do
que a matriz envolvente, logo não pode ser desprezada a sua influência na resistência do betão.
Figura 2.11 - Relação entre a resistência à compressão e da argamassa utilizada na produção do betão com agregados
leves (FIP 1983).
Comparando a resistência à compressão da argamassa com a de um betão leve produzido com
a mesma argamassa (Figura 2.11), é possível analisar a influência do agregado na resistência à
compressão dos betões de agregados leves. Até um dado valor, denominado por “resistência limite”,
a resistência à compressão do betão é essencialmente governada pela resistência à compressão da
2.17
argamassa. Nessa região, os valores de resistência à compressão no betão e na argamassa são
aproximadamente semelhantes (FIP 1983).
Nos parágrafos seguintes são analisados alguns trabalhos realizados por diversos autores, em
que foram analisados betões produzidos com agregados leves naturais, tais como a pedra-pomes e a
escória.
Hossain (2006) estudou a influência do uso da escória vulcânica em substituição de agregado
britado de massa volúmica normal, de modo a permitir reduzir a massa volúmica do betão sem
comprometer significativamente a sua capacidade estrutural. O autor utilizou no seu estudo uma
escória proveniente dos arredores da cidade de Goroka, Papua Nova Guiné, cujo agregado grosso
apresentava uma massa volúmica seca de 1150 Kg/m³ e uma absorção às 24 horas igual a 35,6%.
Foram analisados betões com percentagens de substituição de 0, 50, 75, 90 e 100% para uma
relação de a/c efectiva constante e igual a 0,45. Os resultados obtidos para a resistência à
compressão aos 28 dias de idade são apresentados no Quadro 2.6.
Hossain (2006) verifica que a resistência à compressão aos 28 dias diminui cerca de 20%
quando se procede à substituição total de agregado normal por escória. Tal é justificado pela maior
porosidade e menor capacidade resistente da escória. Porém, para todas as percentagens de
substituição, foi possível obter resistências médias à compressão em cilindros superiores a 17 MPa,
enquadrando-se na classe de betões estruturais de acordo com a ASTM C 330.
Quadro 2.6 - Composições dos betões produzidos por Hossain (2006).
Kiliç et al. (2009) estudou as propriedades mecânicas de betões leves produzidos com
agregados naturais provenientes da Turquia. Foram analisados betões apenas com escórias (S),
apenas com pedra-pomes (P) e ainda betões com a mistura dos dois tipos de agregados, conforme
indicado no Quadro 2.7. O agregado de escória provinha da região de Toprakkale - Osmaniye e o
agregado de pedra-pomes foi obtido na região de Nevşehir, possuindo massa volúmicas de 1547 e
903 kg/m³, respectivamente.
Os resultados obtidos por Kiliç et al. (2009) apresentam-se no Quadro 2.7. É possível concluir
que os betões produzidos apenas com escórias apresentam os maiores valores de resistência à
compressão aos 28 dias. Verifica-se ainda que a resistência à compressão varia de forma
directamente proporcional com a massa volúmica no estado endurecido. Por outro lado, o betão
A - 100 456 0 42,6 2,19 64 1845 24 (28)
A - 90 411 98 36,5 2,29 68 1963 26 (30)
A - 75 342 245 28,5 2,45 72 2022 28 (32)
A - 50 228 490 17,1 2,72 78 2135 30 (35)
A - 0°͛ 0 980 0 3,26 82 2520 35 (40)
°͛ betão de controlo; * % de escória no agregado total, por peso; ** rácio total de
agregado/cimento por peso
Cimento = 490 kg/m³ ; w/c = 0,45 ; Areia = 615kg/m³
Compressão
28 dias, fcy
(fcu) [MPa]
Massa
Volúmica
(kg/m³)
Abaixamento
(mm)Rácio **% Escória*
Brita
(kg/m³)
Escória
(kg/m³)Mistura
2.18
produzido apenas com agregado de pedra-pomes apresentou uma resistência à compressão aos 28
dias de 15,8 MPa, abaixo do valor requerido para betões estruturais.
Apesar de Kiliç et al. (2009) e Hossain (2006) terem analisado betões com escórias, os
resultados obtidos foram muito diferentes. Kiliç et al. (2009) observam resistência à compressão de
44,1 MPa para betões com a/c de 0,4, enquanto Hossain (2006) refere resistências de apenas 24
MPa em betões de a/c = 0,45. Embora as relações a/c sejam ligeiramente diferentes, estes resultados
traduzem as diferenças existentes entre cada um dos tipos de agregado analisados. De facto, a
escória utilizada por Kiliç et al. (2009) tem uma massa volúmica cerca de 36% superior.
Kiliç et al. (2009) consideraram misturas com 10% de sílica de fumo, que, de acordo com o seu
estudo, contribuiu para a melhoria das propriedades mecânicas dos betões.
Quadro 2.7 - Composições e resultados obtidos na campanha experimental de Kiliç et al. (2009).
Assas (2012) analisou a permeabilidade e a resistência à compressão aos 28 dias de idade em
betões produzidos com escória vulcânica originária de uma província ocidental da Arábia Saudita. A
escória apresentava massa volúmica de 800 kg/m³ para o agregado grosso e de 1075 kg/m³ para o
agregado fino. Foram produzidos betões com substituição de agregados finos de escória por
agregados finos de areia normal em diferentes percentagens, 0, 25, 50, 75 e 100% (Quadro 2.8).
Quadro 2.8 - Composições dos betões produzidos por Assas (2012) para cada % de substituição de areia efectuada.
Foram considerados dois tipos de composições; mistura A, sem adições, e ainda uma mistura B,
em que 10% da massa de cimento foi substituída por sílica de fumo.
8 - 16 285 (S) 260 (S) 260 (S) 241 (S) 141 (P) 382 24
4 - 8 240 (S) 238 (S) 235 (S) 96 (P) 103 (P) 330 20
2 - 4 175 (S) 160 (S) 95 (P) 76 (P) 79 (P) 238 14
0 - 2 590 (S) 305 (P) 305 (P) 310 (P) 292 (P) 791 42
Cimento 450 450 450 450 450 450 -
Silica de Fumo 50 50 50 50 50 50 -
Água 200 221 231 241 241 150 -
Sup. Plastificante 20 20 20 20 20 20 -
a/c 0,40 0,44 0,46 0,48 0,48 0,30 -
M. Volúmica fresca 2010 ± 6 1704 ± 7 1646 ± 7 1484 ± 6 1376 ± 5 2411 ± 13 100
Massa Vol. Seca (kg/m³) 1997 ± 6 1696 ± 7 1638 ± 8 1477 ± 6 1368 ± 5 2388 ± 12 -
Res. Compressão (MPa) 44,1 ± 4 30,5 ± 2 27,6 ± 2 23,3 ± 2 15,8 ± 1,5 58 ± 3 -
Res. Tracção (MPa) 7,8 ± 2 7,2 ± 1 6,2 ± 1,5 5,8 ± 1 3,5 ± 1 8,4 ± 2 -
(S) - escória; (P) - pedra-pomes
Tamanho peneiro
(mm)Vol. (%)NWCPLWCSPLWC-IIISPLWC-IISPLWC-ISLWC
0% 6 2,9 6,142 12,272 0
25% 6 2,9 6,142 9,204 4,72
50% 6 2,9 6,142 6,136 9,44
75% 6 2,9 6,142 3,068 14,16
*Mix B: silica de fumo igual a 10% do peso de cimento (0,6 Kg)
Agregado grosso
leve (Kg)
Agregado
fino normal
(Kg)
Agregado
fino leve
(Kg)
Água (Kg)Cimento
(Kg)
Areia Substituida
(%)
2.19
Os resultados obtidos por Assas (2012) apresentam-se no Quadro 2.9. Verifica-se que, para
taxas de substituição de areia na ordem dos 75%, existe um acréscimo de 80 e 95% da resistência à
compressão aos 28 dias na mistura A e B, respectivamente.
Quadro 2.9 - Resultados obtidos por Assas (2012) para a mistura A e B.
À semelhança do observado por Kiliç et al. (2009), Assas (2012) constata que a substituição de
cimento por sílica de fumo permite um acréscimo de cerca de 24% na resistência à compressão.
O grupo EuroLightCon (2000) apresentou um estudo que teve como objectivo a análise dos
agregados naturais existentes na Islândia para a produção de betões leves. Nesse estudo foram
utilizados agregados de escória vulcânica proveniente de B.M. Vallá, com massa volúmica seca igual
a 1090 kg/m³, e também de pedra-pomes proveniente do vulcão Hekla, com massa volúmica seca de
660 kg/m³.
Para a campanha experimental foram formulados quatro betões de escória, de granulometria fina
(0 - 4 mm) e de granulometria grossa (4 - 8 mm). Foi utilizada também areia fina de massa volúmica
normal e superplastificante. A relação a/c variou entre 0,29 e 0,48. No Quadro 2.10, indicam-se as
composições dos betões produzidos bem como os principais resultados obtidos.
Quadro 2.10 - Composições e resultados obtidos nos betões de escórias produzidos pela EuroLightCon (2000).
0 1700 16,5 0
25 1850 19,7 20
50 1915 24,1 46
75 1975 29,8 80
0 1770 20,5 0
25 1887 26,5 30
50 1920 33,7 64
75 1960 39,4 95
Mix B
Aumento
percentual da res.
compressão (%)
Res. compressão
(MPa)
Massa vol. seca
(kg/m³)
Areia
substituida (%)Tipo de Mistura
Mix A
1 2 3 4
Cimento, Portland 511 547 395 357
Água (água de mistura) 187 3158 173 172
Água sat.* 158 172 164 172
Areia fina Björgun, 0-4 mm 394 410 392 413
Escória 0 - 4 mm 159 177 158 166
Escória 4 - 8 mm 412 453 434 455
Plastificante (FM-375) 5,862 9,712 2,167 1,280
Ar introduzido (SS-Air) 0,203 0,126 0,158 0,144
Massa vol. fresca estimada 1827 1927 1718 1767
Classificação LC30 LC40 LC16 LC20
Res. Compressão médio, fcm (MPa) 31,0 41,8 20,0 21,5
Res. Compressão caracteristico, fck (MPa) 31,6 40,7 18,2 20,1
* Água sat: água existente no interior do agregado com superficie seca
Quantidade por mistura (kg/m³)Material
2.20
Conforme esperado, a máxima resistência à compressão aos 28 dias foi adquirida pelo betão de
menor relação a/c (cerca de 0,29) e menor introdução de ar. O betão 3, de relação a/c de 0,48,
apresenta uma redução de 52% na resistência à compressão.
Na Figura 2.12, é possível observar que o uso de escórias permite produzir betões com maior
resistência do que os betões com pedra-pomes, embora numa gama menos extensa de massas
volúmicas. Tal está relacionado com a menor porosidade e maior densidade dos agregados de
escórias utilizados.
Figura 2.12 - Resistência à compressão por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias (EuroLightCon
2000).
De salientar que nos escassos trabalhos realizados por outros autores foi apenas possível
abranger betões com escórias de baixa a moderada resistência, enquadrados nas classes LC 16/20 a
LC 30/37 para classes de massa volúmica D1.6 - D2.0.
2.5.2.2 Resistência à tracção
A resistência à tracção é uma propriedade importante na caracterização mecânica dos betões,
pois é necessário garantir os estados limites de serviço numa dada construção, principalmente a
deformação e a fendilhação.
A resistência à tracção de um betão depende, essencialmente, da resistência à tracção dos seus
constituintes, matriz cimentícia e agregados, da interacção entre estas fases, da natureza e
angulosidade dos agregados e ainda da relação a/c. Para a determinação da resistência à tracção, é
possível recorrer à tracção pura, flexão simples e ainda à compressão diametral, sendo esta última a
mais recorrente (Neville 1995), (Bogas 2011).
Na campanha realizada por Kiliç et al. (2009), já mencionada em §2.5.2.1., os resultados obtidos
da resistência à tracção dos betões com escórias, pedra-pomes e a mistura de ambos apresentam-se
no Quadro 2.7. O betão com 100% escória apresentou a maior resistência à tracção, na ordem dos
7,2 MPa. Por sua vez, o betão produzido apenas com pedra-pomes apresentou o valor mais baixo, de
apenas 3,5 MPa. Este betão, que apresenta o menor valor de massa volúmica, tem uma resistência à
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
1200 1400 1600 1800 2000 2200
Re
sist
ên
cia
à co
mp
ress
ão (
MP
a)
Massa volúmica saturada (kg/m³)
Pedra-Pomes
Escória
2.21
tracção correspondente a 42% do obtido pelo betão de referência (betão normal) e 45% da
resistência à tracção do betão com 100% escória vulcânica.
Apesar de a massa volúmica do betão com 100% escória ser cerca de 84% da massa volúmica
do betão de referência, a relação entre as resistências à tracção é de apenas 93%. De acordo com
Kiliç et al. (2009), a maior proximidade na resistência à tracção justifica-se pelo facto de o agregado
de escória ter uma superfície muito porosa que permite uma melhor interligação entre os agregados e
a matriz cimentícia.
Kiliç et al. (2003) analisaram o desempenho de betões leves estruturais de moderada resistência
produzidos com escórias vulcânicas e adições de sílica de fumo e cinzas volantes. A escória
vulcânica provinha da cidade de Osmaniye na Turquia, e possuía 1518 ± 43 kg/m³ de massa
volúmica.
Foram realizados quatro tipos de betões com mistura de agregados leves, relação a/l constante e
igual a 0,55 e ainda dois betões de referência, sem adições e de relação a/l de 0,45 e 0,55. A sílica
de fumo e a cinza volante foram utilizadas em percentagens de substituição da massa de cimento de
10 e 20%, respectivamente. As composições e resultados obtidos de resistência à compressão e
tracção apresentam-se no Quadro 2.11 e 2.12.
Verifica-se que o betão com cinzas volantes (M2) desenvolveu uma resistência à tracção
semelhante, em ambas as idades, ao betão leve de referência sem adições. Além disso a resistência
à tracção no M1 e no M2 são comparáveis aos valores obtidos para o betão normal de referência,
CM1. Porém, o betão normal CM2, de relação a/l igual a 0,45, já apresenta valores mais elevados
que ambas as misturas M1 e M2.
Para as misturas M3 e M4, com 10% de sílica de fumo, os valores obtidos para a resistência à
tracção são superiores aos das misturas M1 e M2 mas também das misturas de referência CM1 e
CM2. Tal é atribuído à natureza pozolânica e ao efeito de “filler” da mistura ligante constituída pela
sílica de fumo e pelas cinzas vulcânicas, e ainda melhor ligação agregado-pasta providenciada pela
superfície porosa da escória.
A adição de cinzas volantes num betão com 10% de sílica de fumo (M4) não conduziu a uma
melhoria significativa na resistência mecânica.
Quadro 2.11 - Composições dos betões produzidos, por fracções, por Kiliç et al. (2003).
Materiais no betão (kg/m³) Fracção do agregado (peneiro em mm) Massa vol. (kg/m³)
Mix C* CV** SF*** Água 8 - 16 4 - 8 2 - 4 1 - 2 0,5 - 1 0,25 - 0,5 0 - 0,25 Fresco Seco
M1 500 0 0 275 300 250 175 125 150 150 100 1955 ± 29 1860 ± 23
M2 400 100 0 275 300 250 175 125 150 150 100 1932 ± 21 1850 ± 18
M3 450 0 50 275 300 250 175 125 150 150 100 1944 ± 25 1820 ± 28
M4 350 100 50 275 300 250 175 125 150 150 100 1913 ± 36 1800 ± 31
CM1 500 - - 275 390 325 225 165 195 195 130 2330 ± 56 2260 ± 45
CM2 500 - - 225 390 325 225 165 195 195 130 2380 ± 47 2290 ± 37
C*: Cimento; CV**: Cinzas volantes; SF***: Silica de fumo.
2.22
Quadro 2.12 - Resultados para a resistência à compressão e à tracção obtidos por Kiliç et al. (2003).
No estudo realizado pelo EuroLightCon (2000), descrito anteriormente em §2.5.2.1., foram
obtidos os resultados indicados no Quadro 2.13. Verifica-se, entre os betões produzidos com
escórias, que o betão 2 é o que apresenta maior de resistência à tracção, cerca de 3,4 MPa, dado
possuir a menor relação a/c de entre os quatro betões produzidos. Por sua vez, o betão 3 apresenta o
menor valor de resistência à tracção, 2,0 MPa, que, embora não apresente o menor valor de a/c, este
em comparação com o betão 4 contém uma menor quantidade de finos de densidade normal na sua
matriz cimentícia, facto que faz aumentar a capacidade resistente.
Como seria de esperar, os betões com escórias desenvolvem maiores resistências à tracção do
que os betões com agregados de pedra-pomes, associados a maior porosidade.
Quadro 2.13 - Resultados obtidos pelo EuroLightCon (2000) para a resistência à tracção das séries 3, 4 e 5.
2.5.2.3 Módulo de elasticidade
O módulo de elasticidade do betão depende da rigidez dos seus constituintes, nomeadamente,
dos agregados e da matriz ligante, das suas proporções na mistura e da ligação entre estas fases. O
módulo de elasticidade do betão é ainda influenciado por outros factores, como a idade do betão,
granulometria, forma e textura dos agregados, humidade presente no betão, processo de cura e
velocidade de carga durante o ensaio (Holm 2000), (Bogas 2011), (Lima 2012).
Os betões estruturais de agregados leves estão associados a módulos de elasticidade menores
do que os obtidos nos betões de agregados normais de igual composição. Segundo Bogas (2011), o
módulo de elasticidade nos betões leves estruturais tende a ser aproximadamente 30 a 70% menor
do que o obtido nos betões de agregado normal.
Mix
28 dias 90 dias 28 dias 90 dias
M1 28,0 30,0 6,7 7,4
M2 29,2 32,4 6,8 7,1
M3 38,9 43,8 8,2 8,9
M4 36,8 40,0 8,3 8,3
CM1 27,9 29,0 7,3 7,7
CM2 35,0 37,0 7,7 8,1
Res. tracção (MPa)Res. compressão (MPa)
215 1,8 1,6
395 1,8 1,1
447 1,4 1,3
1 3,0 2,8
2 3,4 2,8
3 2 1,5
4 2,2 1,5
XL 0,8 0,7
XB 1,1 1,0
XT 1,2 1,1
Série MixRes. tracção
média, fct (MPa)
Res. tracção
caracteristica, fctk (MPa)
3, pedra-pomes
4, escória
5, perdra-pomes
2.23
No Quadro 2.14, apresentam-se os resultados referentes ao módulo de elasticidade tangencial
obtido pelo grupo EuroLightCon (2000) em betões produzidos com escórias.
Verifica-se que o betão 2 é o que apresenta maior módulo de elasticidade, justificado pelo facto
de este betão possuir a menor relação a/c. O betão 3 possui o menor valor do módulo de
elasticidade, sendo apenas de 13,4 GPa. Tal é justificado pelo facto de este betão ser o que possui
menor quantidade de areia de massa volúmica normal, diminuindo a sua rigidez.
Quadro 2.14 - Resultado obtido pela EuroLightCon (2000) para o módulo de elasticidade nos betões produzidos com escórias.
Foram também produzidos betões de pedra-pomes, cujos resultados obtidos foram comparados
com os betões com escórias (Figura 2.13). Verifica-se que nos betões de idêntica massa volúmica o
módulo de elasticidade tende a ser semelhante.
Figura 2.13 - Módulo de elasticidade por massa volúmica dos betões de pedra-pomes e escórias (EuroLightCon 2000).
2.5.3 Retracção
Entre outros parâmetros, a retracção, tanto nos betões normais como nos betões leves, depende
essencialmente das características da pasta de cimento, do agregado e da sua capacidade de
contenção, da fracção em volume ocupada pelos seus constituintes e da geometria do espécime e da
temperatura e humidade ambiental (Holm 2000, Chandra 2003).
1 3 18,9
2 3 21,6
3 3 13,4
4 3 14,1
Módulo de elast. tangencial
médio (GPa)
Nº de
provetesMisturas
0
5000
10000
15000
20000
25000
30000
1200 1400 1600 1800 2000 2200
Mó
du
lo d
e e
slas
tici
dad
e t
ange
nci
al (
MP
a)
Massa volúmica saturada (kg/m³)
Pedra-Pomes
Escória
2.24
Segundo Holm (2000) e Chandra (2003), a retracção a longo prazo nos betões leves é
geralmente superior à dos betões com agregados normais, justificado pela menor rigidez dos
agregados leves. Por sua vez, a velocidade de retracção nos betões leves tende a ser menor, ou
seja, o tempo necessário para que se atinja o patamar de equilíbrio é superior, nomeadamente
quando os agregados leves apresentam absorções elevadas.
De acordo com o Eurocódigo 2 e ACI213, a retracção a longo prazo nos betões leves pode ser
cerca de 1 a 1,5 vezes superior à dos betões normais. Bogas (2011) refere valores 1,3 a 1,6 vezes
superiores nos betões leves consoante a composição e tipo de agregado leve utilizado.
Na Figura 2.14, apresentam-se os resultados de retracção obtidos por Hossain (2006) em função
da percentagem de substituição de agregado normal por escória. Os agregados mais porosos, ou
seja, com propriedades de absorção superiores, são associados a maiores valores de retracção,
quando utilizados em betão (Neville 1995), o que é possível verificar pela Figura 2.14 onde o betão
100 % escória apresenta uma retracção, aos 90 dias, superior em 27% quando comparado com o
betão de controlo 0% escória. Para os betões produzidos, a relação a/c foi mantida constante (0,45),
mas a razão agregado/cimento em peso diminuiu de 3,26 para 2,19 do betão de 0% para o de 100%
escória, o que provoca a diminuição da retracção com o aumento da percentagem de agregado de
escória.
Figura 2.14 - Retracção associada à % de escória incrementada no betão (Hossain 2006).
2.5.4 Durabilidade
2.5.4.1 Absorção capilar
A durabilidade do betão é fortemente influenciada pela estrutura porosa do betão,
nomeadamente, pelo desenvolvimento da sua porosidade aberta. A absorção capilar é afectada
essencialmente pelas características da pasta que envolve os agregados e da qualidade da ligação
agregado-pasta. Como tal, a absorção capilar é afectada por factores como a relação a/c, idade e
condições de cura do betão (FIP 1983, Bogas 2011). A absorção capilar é ainda fortemente
200
250
300
350
400
450
500
550
600
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Re
trac
ção
(m
icro
stra
in)
Agregado escória (% de volume)
12 semanas 8 semanas 4 semanas 1 semana
2.25
determinada pelo teor de humidade no betão, que impede a acção deste mecanismo (Kropp et al.
1995).
A absorção capilar resulta da diferença de pressão entre a superfície livre da água junto às faces
do betão e a superfície livre da água existente nos capilares do betão (Neville 1995).
São ainda escassos os trabalhos relativos à análise de durabilidade de betões produzidos com
escórias, não se tendo encontrado nenhum trabalho na bibliografia consultada que envolva a
quantificação da absorção capilar nestes betões. No entanto, existem alguns trabalhos realizados
com pedra-pomes que importa mencionar.
Parhizkar et al. (2011) procuraram estudar as propriedades físicas, mecânicas e de durabilidade
de betões produzidos com pedra-pomes. Os agregados grossos de pedra-pomes apresentavam
massa volúmica de 600 kg/m³ e os agregados finos leves e normais massas volúmicas secas de
1114 e 1592 kg/m³, respectivamente. No Quadro 2.15, apresentam-se a composição dos betões
produzidos.
Quadro 2.15 - Composições dos betões produzidos por Parhizkar et al. (2011).
Os resultados obtidos pelo autor estão representados na Figura 2.15. Verifica-se que o teor de
cimento e a relação a/c têm grande influência na absorção capilar, pois o aumento de a/c provoca um
incremento na absorção capilar.
Figura 2.15 - Absorção capilar medida às 2, 6, 24 e 72 horas de ensaio (Parhizkar et al. 2011).
É possível também verificar que, para o mesmo teor de cimento, o betão com areia fina natural
apresenta maiores valores de absorção do que o constituído por areia fina leve (pedra-pomes). De
LCNF-1 500 183 407 803 0,37 1919
LCNF-2 420 175 457 819 0,42 1855
LCNF-3 350 165 411 922 0,46 1878
LCF-1 500 183 522 473 0,37 1666LCF-2 420 175 561 465 0,42 1604
LCF-3 350 165 571 488 0,46 1607
C 350 165 961 961 0,46 2357
a/cAgregado fino
(kg/m³)
Agregado grosso
(kg/m³)
Quantidade água
livre (kg/m³)
Massa vol.
Fresca (kg/m³)
Betão controlo ( C )
Betão de agregado grosso e fino leve ( LCF )
Quantidade
cimento
(kg/m³)
Identificação
Betão de agregado grosso leve e agregado fino normal ( LCN F)
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
0 10 20 30 40 50 60 70
Ab
sorç
ão c
apila
r (m
m³/
mm
²)
Tempo (horas)
LCNF-1
LCNF-2
LCNF-3
LCF-1
LCF-2
LCF-3
C (controlo)
2.26
acordo com Pashizkar et al. (2011), isso justifica-se pelo facto de a estrutura porosa do agregado leve
armazenar água, criando uma barreira de agregados saturados que impede a transição de água para
camadas mais interiores do betão.
No estudo realizado pelo EuroLightCon (2000), obtiveram-se os resultados indicados nas Figuras
2.16 e 2.17, referentes a um betão produzido com agregados grossos de pedra-pomes e areias de
massa volúmica normal, para uma relação a/c de 0,5.
Figura 2.16 - Resultados da absorção capilar às
primeiras horas de ensaio para betão de pedra-pomes
(EuroLightCon 2000).
Figura 2.17 - Resultados da absorção capilar para
betão de pedra-pomes (EuroLightCon 2000).
Tal como seria de esperar, a taxa de absorção diminui ao longo do tempo, verificando-se que nas
primeiras 7 horas o betão absorve cerca de 70% da água total absorvida ao fim das 170 horas do
ensaio.
No entanto, Hossain et al. (2010) obtiveram, em betões com pedra-pomes, menores
permeabilidades face ao betão de controlo de igual composição. Tal foi justificado pelo aumento da
qualidade da zona de contacto agregado-pasta e melhoria da cura interna devido à água existente
nos agregados porosos. O aumento da qualidade da pasta nestas zonas contribuiu para o
decréscimo da permeabilidade nestes betões.
2.5.4.2 Resistência à penetração de cloretos
A corrosão induzida pela penetração de cloretos é um dos mecanismos de degradação mais
severos no betão. A corrosão inicia-se quando o teor de cloretos atinge um dado valor crítico junto às
armaduras, sendo responsável pela sua despassivação, mesmo em condições de elevada
alcalinidade (Bogas 2011).
A penetração de cloretos é essencialmente afectada, entre outros factores, pelo desenvolvimento
da porosidade do betão, assumindo maior relevância as características da pasta e a qualidade da
zona de transição agregado-pasta (Bogas 2011).
Os resultados obtidos por Assas (2012) em betões produzidos com escórias (Quadro 2.8)
apresentam-se na Figura 2.18. A resistência à penetração de cloretos foi mais elevada nos betões
com sílica de fumo. De acordo com o autor, tal pode ser justificado pelo refinamento dos poros da
pasta proporcionado pela adição de sílica de fumo.
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
0 1 2 3 4 5 6 7 8
Ág
ua
ab
so
rvid
a (
g)
Tempo (horas)
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
0 50 100 150 200
Ág
ua
ab
sorv
ida
(g
)Tempo (horas)
2.27
Figura 2.18 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por % de areia substituída (Assas 2012).
Verifica-se também que a resistência à penetração de cloretos aumenta com a resistência à
compressão (Figura 2.19), para ambas as misturas. Tal é atribuído ao facto de o aumento da
resistência à compressão estar directamente associado ao aumento de compacidade da matriz. Pois,
a substituição de areias leves por areias normais conduz a um aumento da impermeabilidade e da
capacidade resistente da pasta.
Figura 2.19 - Resultados obtidos para a penetração de cloretos por valor da resistência à compressão obtido (Assas
2012).
No estudo realizado pelo EuroLightCon (2000), são referidos coeficientes de difusão de 5,5 e
5,0x10-12
m2/s para um betão de agregados grossos de pedra-pomes e finos de densidade normal,
com uma relação de a/c igual a 0,5 e 0,47, respectivamente. Para a primeira composição foi utilizado
uma maior percentagem de areia normal, o que pode justificar o melhor desempenho deste, embora
não significativo, face ao betão de a/c igual a 0,47.
2.5.4.3 Resistência à carbonatação
A carbonatação ocorre quando o CO2 presente na atmosfera reage com os elementos alcalinos
presentes no betão originando uma descida do Ph até valores inferiores a cerca de 9. Isso resulta da
destruição da camada passiva que protege as armaduras da corrosão, pois esta camada só se cria e
se mantém em ambiente de forte alcalinidade, para Ph superior a cerca de 11 (Bogas 2011).
0
2
4
6
8
10
12
14
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80
Pe
ne
traç
ão d
e iõ
es
clo
reto
(C
ou
lom
bs)
x10
³
Areia substituida (%)
Mix A
Mix B
0
2
4
6
8
10
12
14
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Pe
ne
traç
ão d
e iõ
es
clo
reto
(C
ou
lom
bs)
x10
³
Resistência compressão (MPa)
Mix A
Mix B
2.28
Estando a penetração de CO2 e o desenvolvimento da sua reacção também relacionados com a
estrutura porosa do betão, é de esperar que os factores que afectam a resistência à carbonatação
possam ser correlacionáveis com as propriedades de transporte do betão, nomeadamente a
permeabilidade e absorção capilar (Kropp et al. 1995). Assim, a qualidade da pasta, relação a/c, teor
de humidade no betão, são alguns dos factores que afectam o desenvolvimento da carbonatação.
Outro factor relevante é a proporção de matéria carbonatável inicialmente presente no betão.
Para as mesmas condições de exposição, verifica-se que o fenómeno de carbonatação tende a
ser mais susceptível nos betões de agregados leves do que nos betões de agregados de massa
volúmica normal, devido à estrutura mais porosa do agregado leve (EuroLightCon 2000).
Segundo Assas (2012), a substituição de agregados finos de pedra-pomes por areia de massa
volúmica normal conduz a um ligeiro aumento na resistência à carbonatação do betão.
Gündüz et al. (2004) estudaram as propriedades mecânicas e de durabilidade de betões leves
produzidos com pedra-pomes. Para tal, foi utilizado um agregado grosso oriundo da região de
Nevᵒehir, Turquia, com massa volúmica seca de 870 ± 55 kg/m³, e um agregado fino proveniente da
ilha de Yali, localizada no Mediterrâneo Oriental, com 910 ±15 kg/m³. No Quadro 2.16, apresenta-se a
composição dos betões produzidos.
Quadro 2.16 - Composição dos betões produzidos por Gündüz et al. (2004).
Na Figura 2.20, apresentam-se as profundidades de carbonatação obtidas para diferentes razões
agregado/cimento.
Figura 2.20 - Valores obtidos por Gündüz el al. (2004) no ensaio de carbonatação acelerada.
Os resultados obtidos ao fim de três semanas indicam uma evolução praticamente linear da
carbonatação. Como seria de esperar, para relações a/c mais baixas, os betões apresentam
melhores valores de resistência à carbonatação. De acordo com Gündüz et al. (2004), devido à
MX1 2:1 440 423 458 281 48 0,64
MX2 2 1/2:1 375 488 450 293 52 0,78
MX3 3:1 320 538 422 291 56 0,91
MX4 3 1/2:1 280 608 372 300 62 1,07
MX5 4:1 245 666 314 301 68 1,23
A/cMistura a/cFinos (%)Água
(kg/m³)
Agregado grosso
pedra-pomes (kg/m³)
Agregado fino pedra-
pomes (kg/m³)Cimento (kg/m³)
0
10
20
30
40
50
60
70
15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65
Car
bo
nat
ação
ace
lera
da
(mm
)
Tempo (horas)
MX1 MX2 MX3 MX4 MX5
2.29
escassez de trabalhos desenvolvidos em exposição real, não é possível estimar com rigor o tempo
real a que equivale o período de exposição utilizado nos ensaios acelerados.
3.1
Capítulo 3 Campanha experimental
De modo a cumprir os objectivos do presente trabalho foi idealizada uma campanha experimental
que visa o estudo das propriedades físicas, mecânicas e de durabilidade de betões produzidos com
agregados leves naturais de origem vulcânica provenientes da ilha de São Miguel. No presente
capítulo, apresenta-se uma descrição detalhada do plano de trabalhos, materiais utilizados,
formulação de betões e ensaios de caracterização realizados durante a campanha experimental.
Neste contexto, foram analisados betões produzidos com escórias provenientes de São Miguel e
ainda com substituição parcial ou total de agregados finos de escórias por areias de massa volúmica
normal. Foram ainda analisados betões de referência produzidos com agregados grossos e finos de
massa volúmica normal.
3.1 Descrição da campanha experimental
A campanha experimental foi dividida em 4 fases que envolveram: a selecção e caracterização
dos materiais; a formulação e definição das composições a utilizar nos betões; a produção dos betões
de referência de massa volúmica normal e betões com escórias; a caracterização dos betões no
estado fresco e endurecido, tendo em consideração aos ensaios indicados no Quadro 3.1.
As diferentes composições foram definidas de modo a atingir betões com classes de resistência
e massa volúmica comparáveis com a utilização corrente de betões leves estruturais. As
composições em causa permitem a análise do desempenho dos agregados de escória quando
inseridos em soluções correntes de menor exigência (a/c = 0,56) ou em soluções de elevado
desempenho (a/c = 0,35), mais adequados para estruturas especiais em que a resistência e a
durabilidade sejam critérios determinantes. Em §3.3 apresenta-se a formulação dos respectivos
betões.
Desta forma, foram definidas seis formulações diferentes que têm em consideração betões
correntes de moderada resistência e betões de elevado desempenho produzidos com escórias e
agregados de massa volúmica normal:
BN 0,35 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c 0,35;
BN 0,56 - Betão de referência, constituído apenas por AN e com a/c 0,56;
BL 0,35 - Betão constituído por AGE e AFN, de a/c 0,35;
BL 0,56 - Betão constituído por AGE e AFN, de a/c 0,56;
BAFL 0,35 - Betão constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c 0,35;
BAFL 0,56 - Betão constituído por AGE, AFE e AFN, de a/c 0,56.
3.2 Materiais
3.2.1 Ensaios realizados aos agregados
A caracterização dos agregados é fundamental, pois o desempenho do betão depende das
propriedades físicas, químicas e geométricas dos seus componentes (Chandra 2003, Holm 2000).
Os ensaios realizados para a caracterização dos agregados e respectivos documentos
normativos apresentam-se no Quadro 3.1.
3.2
Quadro 3.1 - Documentos normativos referentes à caracterização dos agregados.
3.2.1.1 Análise granulométrica
a) Objectivo
A análise granulométrica permite a caracterização estatística da distribuição da dimensão das
partículas por cada fracção do agregado. Esta tem enorme importância na formulação e na obtenção
de compacidades maximizadas.
O presente ensaio foi realizado de acordo com a norma NP EN 933-1 (2000) “Ensaios das
propriedades geométricas dos agregados. Parte 1: Análise granulométrica. Método de peneiração”. A
série de peneiros foi definida de acordo com a norma NP EN 933-2 (1999) “Ensaios para
determinação das características geométricas dos agregados. Parte 2: Determinação da distribuição
granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão nominal das aberturas”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa à temperatura constante de 110 ± 5 °C;
peneiros de ensaios, especificado pela NP EN 933-2;
máquina de peneiração mecânica;
balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;
escova de aço;
tabuleiro metálico.
c) Amostra de ensaio
Segundo a norma NP EN 933-1, a menor massa a ensaiar é definida em função da máxima
dimensão do agregado (Dmáx), conforme indicado no Quadro 3.2.
Quadro 3.2 - Massa mínima da amostra na análise granulométrica.
Ensaios Documentos normativos
Análise Granulométrica NP EN 933-1 e NP EN 933-2
Massa volúmica e absorção de água NP EN 1097-6
Baridade NP EN 1097-3
Teor em água NP EN 1097-5
Índice de forma NP EN 933-4
Resistência ao esmagamento NP EN 13055-1
Máxima dimensão do agregado - Dmáx (mm) Massa mínima da amostra (kg)
63 40
32 10
16 2,6
8 0,6
≤4 0,2
3.3
d) Procedimento de ensaio
O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte procedimento:
todas as amostras a ensaiar foram secas em estufa a 110 ± 5 °C até que a variação da
massa, medida sucessivamente em intervalos de tempo de 1 hora, não excedesse a
valores superiores a 0.1% da massa da amostra, posto isso, registou-se o valor (M1);
seguidamente, foi colocado a amostra no topo da coluna de peneiros seleccionados e
ordenados, com fundo estanque e tampa, que de seguida foi agitada com o auxilio da
máquina de peneiração, processo que demora cerca de 1 minuto (Figura 3.1);
a amostra retida em cada peneiro foi agitada manualmente até que a variação da massa
contida no peneiro não ultrapassasse 1% do peso, e desta forma registou-se o valor do
peso da massa retida (M2,i) e da abertura nominal a que este corresponde;
este processo repete-se de igual forma para os peneiros subjacentes;
para finalizar pesou-se o material retido no fundo estanque, registou-se o valor como
resíduo e de seguida foi somado todos os valores retidos em cada peneiro e o resíduo,
desta forma se o total apresentar uma variação superior a 1% o ensaio é considerado
inválido.
Figura 3.1 - Máquina de agitação de peneiros automática.
e) Resultados
A percentagem de material retido em cada peneiro é calculada através da seguinte expressão:
(3.1)
em que,
- percentagem de material retido, por peneiro (%);
- massa total da amostra seca (kg);
- massa de material retida em cada peneiro (kg).
Com base no material passado acumulado (eixo das ordenadas) em função da abertura dos
peneiros (eixo das abcissas) é possível construir a curva granulométrica do agregado ensaiado.
3.4
3.2.1.2 Massa volúmica e absorção de água
a) Objectivo
A massa volúmica do agregado é um dado de grande importância, pois, embora a composição
de máxima compacidade seja expressa em volume, torna-se mais simples medir as doses de
materiais em peso.
O presente ensaio determina a massa volúmica das partículas secas em estufa, a massa
volúmica das partículas saturadas com superfície seca, a massa volúmica do material impermeável
das partículas e a absorção de água às 24 horas.
Visto que a absorção de água conjunta com o teor de humidade presente nos agregados podem
variar a relação a/c da amassadura, e consequentemente, a trabalhabilidade desta, o ideal seria
incorporar os agregados saturados com superfície seca. Uma vez que esta prática se torna quase
impraticável, a obtenção da absorção e do teor de humidade torna-se imprescindível para se
proceder às devidas correcções na água da amassadura.
Os ensaios foram realizados tendo em conta os conceitos determinados pela norma NP EN
1097-6 (2003) “Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 6: Determinação
da massa volúmica e da absorção de água”.
b) Aparelhos e utensílios
Foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa de temperatura 110 ± 5 °C;
peneiros de ensaio, referidos pela norma NP EN 933-2, de aberturas nominais de 0,063
mm (agregados finos) e de 4,0 mm (agregados grossos);
balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;
termómetro graduado;
cone troncocónico e pilão metálico;
colher de pedreiro;
panos absorventes;
picnómetro de volume adequado à dimensão da amostra (NP EN 933-2);
c) Amostra de ensaio
Foi recolhida uma amostra de cada agregado, onde foi separado por metodologia de execução,
onde os agregados de granulometria compreendida entre 0,063/0,4 mm seguem um dado
procedimento e os de 0,4/31,5 seguem outra. Para a amostra de granulometria fina a massa
recolhida teria de ser superior a 1 kg, enquanto que, para a granulometria grossa a massa mínima da
amostra deve ser superior ao indicado na Quadro 3.3.
3.5
Quadro 3.3 - Massa mínima da amostra para o ensaio de massa volúmica e absorção de água.
d) Procedimento de ensaio
O procedimento do ensaio, para a fracção 4.0/31.5 mm, foi o seguinte:
foi separada da amostra as fracções superiores a 31,5 mm e inferiores a 4,0 mm com o
auxílio de peneiros com as respectivas aberturas nominais;
a amostra foi lavada com água sobre o peneiro de 4,0 mm de maneira a retirar quaisquer
partículas finas que possam interferir com o ensaio;
as amostras a ensaiar foram secas em estufa a 110 ± 5 °C, posto isso, registou-se o
valor (M0);
de seguida o material foi imerso em um recipiente plástico com água à temperatura
ambiente e agitado levemente de modo a expulsar o ar existente. A amostra ficou
submersa durante 24 horas;
o recipiente foi agitado novamente para retirar o restante ar que este continha e foi cheio
de água até transbordar (Figura 3.2). O recipiente foi seco e registou-se o valor da massa
do conjunto (M2);
posto isto, o conteúdo foi decantado e o agregado foi colocado num tabuleiro, onde a
superfície deste foi seca com recurso a panos absorventes (Figura 3.3), registando-se o
valor da massa das partículas saturadas de superfície seca (M1);
encheu-se o recipiente de plástico apenas com água, à mesma temperatura, e registou-
se a massa (M3);
os agregados são novamente secados na estufa com temperatura de 110 ± 5 °C até que
a variação da massa, medida sucessivamente em intervalos de tempo de 1 hora, não
excedesse a valores superiores a 0.1% da massa da amostra, posto isso, registou-se o
valor (M4).
Figura 3.2 - Picnómetro com bagacina na medição
da massa M2
Figura 3.3 - Secagem da superfície do agregado
por intermédio de um pano absorvente.
Dimensão dimensão do agregado - Dmáx (mm) Massa mínima da amostra (kg)
31,5 5
16 2
8 1
3.6
Para o caso dos agregados finos, fracção compreendida entre 0,063/4,0 mm, o procedimento foi
idêntico ao da fracção grossa, diferindo no processo da secagem da superfície das partículas. Este
procedeu-se da seguinte forma:
foi feita a decantação e a amostra saturada foi colocada num tabuleiro onde esta foi
espalhada de maneira a obter uma camada uniforme de pouca espessura, de modo a
facilitar o processo de secagem;
para acelerar o processo de secagem superficial, foi utilizada uma ventoinha (Figura 3.4).
A amostra foi remexida frequentemente garantindo assim uma secagem homogénea;
para garantir que a superfície das partículas se encontrava seca, recorreu-se ao método
do cone troncocónico e do pilão, onde o molde foi preenchido com parte da amostra e
compactado com 25 pancadas leves;
o cone foi retirado com cautela e, se a deformação deste se apresentasse como a
ilustrada na Figura 3.5, o valor da massa era registado como M1.
Figura 3.4 - Secagem dos agregados finos
Figura 3.5 - Deformação aceitável (agregado fino
com superfície seca).
e) Resultados
Os resultados são obtidos pelas seguintes equações:
Massa volúmica do material impermeável das partículas ( ), em kg/dm3:
(3.2)
Massa das partículas secas em estufa ( ), em kg/dm3:
(3.3)
Massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca ( ), em kg/dm3:
(3.4)
3.7
Absorção de água às 24 horas, em percentagem da massa seca ( ):
(3.5)
onde,
- massa volúmica da água registado em M2 (kg/dm3);
M1 - massa das partículas saturadas com superfície seca (g);
M2 - massa do recipiente + amostra + água (g);
M3 - massa do recipiente + água (g);
M4 - massa da amostra seca em estufa (g).
3.2.1.3 Baridade
a) Objectivo
A baridade, também denominada por massa volúmica aparente, consiste na massa por unidade
de volume aparente de um dado agregado, esta tem em conta tanto do volume ocupado pelo
agregado bem como o volume de vazios presentes entre as partículas. A baridade varia com a curva
granulométrica do agregado em causa e também do grau de compactação que este apresenta.
O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma NP EN 1097-3 (2000)
“Ensaios para determinação das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Método
para determinação da massa volúmica e dos vazios”
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa de secagem à temperatura constante de 110 ± 5 °C;
balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;
varão metálico;
recipiente cilíndrico impermeável em aço inoxidável, de 1,0 e 5,0 litros.
c) Amostra de ensaio
Foram colhidas 3 amostras por agregado, como especificado pela norma NP EN 1097-3. As
amostras foram secas em estufa a 110 ± 5 °C e cada uma teve de ter entre 120 e 150% da massa
necessária para preencher o recipiente.
A capacidade do recipiente depende da máxima dimensão do agregado, e este dado é retirado
do Quadro 3.4.
Como tal, o recipiente a utilizar deve ter uma capacidade de 5 litros para a fracção grosseira e de
1 litro para a fracção fina.
3.8
Quadro 3.4 - Volume mínimo do recipiente na baridade.
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
depois da preparação da amostra, o recipiente foi pesado enquanto limpo vazio e limpo e
o valor da massa foi registado como M1;
de seguida o recipiente foi cheio com o agregado sem compactar e até transbordar;
foi retirado o excesso de material e a superfície foi nivelada com o auxilio de um varão de
aço;
por fim, foi registada como M2 a massa do conjunto (Figura 3.6).
Figura 3.6 - Medição da massa M2.
e) Resultados
A baridade de cada amostra ( é dada pela seguinte expressão:
(3.6)
onde,
- massa do recipiente (kg);
- massa do recipiente + agregado (kg);
- volume do recipiente (l).
Desta forma, a baridade do agregado foi dada pela média aritmética das três amostras.
∑
(3.7)
Máxima dimensão do agregado - Dmáx (mm) Volume mínimo do recipiente (l)
63 20
32 10
16 5
8 3
≤4 1
3.9
3.2.1.4 Teor de água
a) Objectivo
A determinação do teor de água é um parâmetro fundamental na quantificação da água a utilizar
na amassadura e consiste na quantificação percentual da humidade presente nos agregados.
A metodologia adoptada para a realização do ensaio foi a especificada pela norma NP EN 1097-
5 (2002) “Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados - Parte 5: Determinação do
teor de humidade por secagem em estufa ventilada”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa de secagem à temperatura constante de 110 ± 5 °C;
balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;
c) Amostra de ensaio
De acordo com a norma NP EN 1097-5, foram recolhidas duas amostras de cada agregado com
massa superior a 500 gramas.
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
logo após a recolha da amostra, esta foi pesada e registada como M1;
secou-se a amostra na estufa a 110 ± 5 °C até que a massa se mantivesse constante;
a amostra foi novamente pesada e registou-se o valor como M2.
e) Resultados
O teor de água presente em cada amostra ( ) é dado pela seguinte equação:
(3.8)
onde,
- massa inicial da amostra (g);
- massa da amostra seca em estufa (g).
Desta forma, o teor de água foi dado pela média aritmética das duas amostras.
∑
(3.9)
3.10
3.2.1.5 Índice de forma
a) Objectivo
O índice de forma consiste em analisar a geometria dos agregados, caracterizando-os como
partículas cúbicas ou não-cúbicas, e apenas os agregados de granulometria compreendida entre 4 e
63 mm são estudados. A geometria dos agregados influencia fortemente o desempenho mecânico
dos betões, pois os agregados de partículas cúbicas oferecem melhores trabalhabilidades e,
consequentemente, melhor compacidade, podendo desta forma reduzir a relação a/c, que por sua
vez traduz num melhor nível de durabilidade.
O ensaio foi realizado apenas para os AN de brita 1 e para os AL de bagacina, pois são os que
apresentam a maior percentagem de partículas compreendidas entre as fracções de 4 e 63 mm.
Foi seguida a metodologia presente na norma NP EN 933-4 (2002) “Ensaios das propriedades
geométricas dos agregados. Parte 4: Determinação da forma das partículas - Índice de forma”.
b) Aparelhos e utensílios
Foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa de secagem à temperatura constante de 110 ± 5 °C;
peneiros de ensaio, especificados pela norma NP EN 933-2;
máquina de peneiração mecânica;
balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;
paquímetro.
c) Amostra de ensaio
Os agregados foram levados a secar na estufa à temperatura de 110 ± 5 °C até que não
existisse variação na massa. Posto isso, a amostra é separada nas fracções sugeridas pela NP
EN 933-2 através dos respectivos peneiros. Foi rejeitado o material que ficou retido no peneiro de
63 mm e o que passou no peneiro de 4 mm.
A massa mínima para o ensaio depende da dimensão máxima do agregado (Quadro 3.5).
Quadro 3.5 - Massa mínima da amostra no índice de forma.
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
Dimensão dimensão do agregado - Dmáx (mm) Massa mínima da amostra (kg)
63 45
32 6
16 1
8 0,1
3.11
depois de se realizar a peneiração, pesou-se a massa de cada fracção granulométrica e
foi calculado o seu peso percentual face à massa da amostra de ensaio; foram rejeitadas
as fracções que apresentavam valores de massa inferiores a 10 % da massa da amostra
de ensaio;
mediu-se o comprimento e espessura de cada partícula com o auxílio de um paquímetro
(Figura 3.7) e separou-se as partículas não-cúbicas, ou seja, partículas cuja relação
comprimento/espessura fosse superior a 3;
foi registada a massa das partículas não-cúbicas de cada fracção.
Figura 3.7 - Medição do comprimento de uma partícula (brita1) com o auxílio de um paquímetro.
e) Resultados
Os resultados obtidos para o índice de forma ( ) são dados pela seguinte equação:
∑
∑
(3.10)
onde,
∑ - somatório das massas das partículas de cada uma das fracções
granulométricas ensaiadas (g);
∑ - somatório das massas das partículas não-cubicas de cada uma das fracções
granulométricas ensaiadas (g).
3.2.1.6 Resistência ao esmagamento
a) Objectivo
A determinação da resistência ao esmagamento consiste em quantificar a força necessária a
exercer aos agregados contidos num recipiente até que se atinja uma dada profundidade.
A resistência ao esmagamento do agregado é uma importante propriedade, pois a resistência
mecânica do betão depende fortemente da resistência dos agregados.
O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma NP EN 10355-1 (2002)
“Agregados leves – Parte 1: Agregados leves para betão e argamassas”.
3.12
b) Aparelhos e utensílios
Foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa de secagem, ventilada e à temperatura constante de 110 ± 5 °C;
mesa de vibração;
aparelho metálico estabelecido pela NP EN 10355-1;
prensa hidráulica.
c) Amostra de ensaio
De acordo com a norma, foram recolhidas três amostras para a realização do ensaio, em que
foram retiradas todas as partículas cuja dimensão fosse superior ao do peneiro onde passam 90% ou
mais do material e inferior ao peneiro onde passam 15% ou menos do material.
d) Procedimento de ensaio
O procedimento do ensaio foi executado da seguinte forma:
o aparelho metálico foi colocado em cima da mesa vibratória (Figura 3.8), onde de
seguida se procedeu ao seu enchimento com o agregado a ensaiar;
a mesa de vibração foi ligada e deixada actuar entre 3 a 60 segundos; posto isso,
registou-se o tempo de vibração e o recipiente foi novamente cheio;
o recipiente foi novamente vibrado durante 3 a 60 segundos;
de seguida este foi novamente cheio e foi colocado o êmbolo no topo do recipiente;
o conjunto foi levado à prensa, onde este foi sujeito a uma carga até que o êmbolo
atingisse 20 mm de profundidade num período de tempo a rondar os 100 segundos
(Figura 3.9);
por fim, registou-se o valor da força exercida.
Figura 3.8 - Mesa vibratória e recipiente com AGB.
Figura 3.9 - AGN esmagado após ensaio.
e) Resultados
Os resultados para a resistência mecânica ( ), em N/mm
2, são obtidos recorrendo à seguinte
expressão:
3.13
(3.11)
onde,
- força exercida pela prensa (N);
- área do êmbolo (mm2).
3.3 Estudo da formulação dos betões
3.3.1 Introdução
As composições dos betões foram realizadas de acordo com o método de Faury, tendo em conta
dados arbitrados inicialmente. A relação de água/cimento foi definida em 0,55 e a 0,35 de modo a
produzir um betão corrente e um betão de elevado desempenho, respectivamente. Por sua vez, as
quantidades de cimento utilizadas foram arbitradas, de acordo com a relação a/c. A dosagem de
cimento e as relações a/c foram definidas tendo em consideração a experiência adquirida noutras
composições estudadas no IST (Instituto Superior Técnico).
A composição do betão, nomeadamente no que se refere ao volume de agregados grossos e
finos de bagacina, foi determinada de modo a que a curva granulométrica da mistura fosse o mais
próxima possível da curva de referência de Faury.
3.3.2 Máxima dimensão do agregado
A máxima dimensão do agregado (Dmáx) a considerar no método de Faury consiste na menor
abertura do peneiro, na qual passam, no mínimo, 90% da massa do agregado. Esta dimensão é
relevante, pois condiciona e influencia o desempenho mecânico dos betões produzidos, pois, quanto
maior é a dimensão do agregado, menor é a capacidade resistente do agregado leve de bagacina.
Através do método de Faury, pode-se ignorar o efeito de parede se o diâmetro do agregado
respeitar a seguinte expressão:
(3.12)
Onde corresponde ao raio médio do molde e pode ser obtido através da expressão (3.13).
∑ (3.13)
O molde cúbico de 100 mm foi o de menor dimensão utilizado na campanha experimental tendo
em vista a determinação da massa volúmica do betão produzido aos 28 dias de idade.
Desta forma:
3.14
(3.14)
(3.15)
Visto que tanto o AGE como o AGN utilizados na campanha possuem dimensão máxima igual a
11,2 e 12,7 mm, respectivamente, é possível desprezar o efeito de parede.
3.3.3 Volume de vazios
O volume de vazios (Vv) pode ser estimado a partir da máxima dimensão do agregado, de acordo
com o indicado no Quadro 3.6.
Quadro 3.6 - Volume de vazios de acordo com a máxima dimensão do agregado (Coutinho 1988).
Por interpolação vem que:
(3.16)
Na presente dissertação, para Dmáx de 11,2 mm, o volume de vazios foi fixado em 30 l/m3.
3.3.4 Índice de vazios
O índice de vazios (Iv) corresponde ao somatório do volume de vazios acidentais e ao volume de
água existente por unidade de volume de betão, totalizando assim o volume de material não sólido do
betão, que pode ser calculado através da expressão (3.17):
√
(3.17)
em que,
- índice de vazios (m3/m
3);
Máxima dimensão do
agregado (mm)
Volume de vazios (ar)
(l/m³)
9,5 30
12,7 25
19,1 20
25,4 15
38,1 10
50,8 5
76,2 3
152,2 2
Volume de vazios do betão
3.15
e - parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da trabalhabilidade
pretendida e dos meios de colocação a utilizar (Quadro 3.7 e 3.8);
- máxima dimensão do agregado (mm);
- raio médio do molde (mm).
Quadro 3.7 - Classificação da trabalhabilidade.
Quadro 3.8 - Valores dos parâmetros K e K’.
Visto que foram utilizados agregados grossos britados e areias roladas, e dado que se pretendia
uma consistência mole (S3), o valor médio de K corresponde a 0,37, e o valor de K’ a 0,003.
Considera-se ainda que o raio médio do molde é igual à máxima dimensão do agregado (R = Dmáx).
Desta forma:
√
(3.18)
3.3.5 Dosagem de cimento na amassadura
Como já foi referenciado em §3.3.1., os valores das quantidades de cimento a utilizar nas
amassaduras foram atribuídos inicialmente de acordo com a classe de resistência pretendida, deste
modo, para o betão convencional a dosagem foi de 350 kg/m3 e para o betão de elevado
desempenho, 440 kg/m3.
3.3.6 Dosagem de água na amassadura
Tendo em consideração a relação a/c e a dosagem de cimento adoptada, para =0,55 e
dosagem de cimento de 350 kg/m3:
(3.19)
Graus Vêbê Abaixamento do cone de Abrams (cm)
Terra húmida Vibração potente e compressão (pré-fabricação) > 30 -
Seca Vibração potente (pré-fabricação) 30 a 10 -
Plástica Vibração normal 10 a 2 0 a 4
Mole Apiolamento - 5 a 15
Fluída Espalhamento e compactação pelo próprio peso - > 15
Classificação da trabalhibilidade e indicação dos meios de compactação correspondentes
Método de medição da trabalhabilidadeMeios de compactação que se podem empregarTrabalhabilidade
Inerte grosso rolado Inerte grosso britado
Terra húmida Vibração potente e compressão (pré-fabricação) 0,24 0,25 0,27 0,002
Seca Vibração potente (pré-fabricação) 0,25 a 0,27 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,003
Plástica Vibração normal 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,30 a 0,35 0,003
Mole Apiolamento 0,34 a 0,36 0,36 a 0,38 0,38 a 0,40 0,003
Fluída Espalhamento e compactação pelo próprio peso ≥ 0,36 ≥ 0,38 ≥ 0,40 ≥ 0,004
Trabalhabilidade Meios de compactação que se podem empregarAreia britada
Inerte grosso
Valores
de K'Areia rolada
Natureza dos inertes
Valores de K
Valores de K e K' da expressão da água de amassadura de Faury
3.16
e para =0,35 e dosagem de cimento de 440 kg/m3:
(3.20)
3.3.7 Volume de cimento
O volume de cimento (Vc) por unidade de volume de betão pode ser obtido de acordo com a
expressão (3.21).
Para =0,55:
(3.21)
e para =0,35:
(3.22)
3.3.8 Volume de partículas sólidas
O volume de partículas sólidas (Vs) corresponde ao volume ocupado pelos agregados e pelo
cimento por unidade de volume de betão e pode ser determinado a partir do índice de vazios
(expressão 3.23).
(3.23)
3.3.9 Percentagem do volume de cimento em relação ao volume de partículas
sólidas
Ao calcular a percentagem de volume relativa de cimento (%Vc) presente no total da amassadura
é possível quantificar a dosagem de agregados na mistura. Desta forma, este valor pode ser
calculado pela seguinte expressão:
para =0,55:
(3.24)
e para =0,35:
(3.25)
3.17
3.3.10 Curva de referência de Faury
A curva de Faury é definida por dois segmentos de recta tendo em conta que a escala das
abcissas, correspondente à dimensão dos peneiros, vem em função da √
.
Assim, para o cálculo da curva de Faury (com cimento) é necessário calcular três pontos:
BL56
Ponto 1 - Abcissa: 0.0065 mm
- Ordenada: 0%
Ponto 2 - Abcissa: 5.6 mm ( ⁄ )
(3.26)
- Ordenada: 69,56%
√
√
(3.27)
em que,
e - são parâmetros que dependem da consistência e meio de compactação do betão
e tomam os valores apresentados no Quadro 3.9.
Quadro 3.9 - Valores dos parâmetros A e B.
Embora o valor de A, para areia rolada e agregado grosso britado, corresponda a 30 (S3), o valor
adoptado foi de 34 (S4), pois foi necessário ajustar a percentagem de agregado grosso no total da
mistura de modo a atingir misturas mais estáveis e com maior volume de pasta, conforme usualmente
exigido em betões leves. Esta alteração vai permitir a produção de misturas mais coesas com maior
teor de finos.
Ponto 3 - Abcissa: 11,2 mm
- Ordenada: 100%
O Quadro 3.10 resume os cálculos efectuados.
Inerte grosso rolado Inerte grosso britado
Terra húmida Vibração potente e compressão (pré-fabricação) ≤ 18 ≤ 19 ≤ 20 1
Seca Vibração potente (pré-fabricação) 20 a 21 21 a 22 22 a 23 1 a 1,5
Plástica Vibração normal 21 a 22 23 a 24 25 a 26 1,5
Mole Apiolamento 28 30 32 2
Fluída Espalhamento e compactação pelo próprio peso 32 34 28 2
Valores dos parâmetros A e B da curva de Faury
Trabalhabilidade Meios de compactação que se podem empregar
Valores de A
Valores
de B
Natureza dos inertes
Areia rolada Areia britada
Inerte grosso
3.18
Quadro 3.10 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury.
Com estes três pontos é possível desenhar a curva de Faury, porém, é necessário retirar a
percentagem de cimento calculada em §3.3.7. e determinar a curva de Faury sem cimento. Os
resultados obtidos apresentam-se no Quadro 3.11.
Quadro 3.11 - Quadro resumo relativos à curva de referência de Faury sem cimento.
A partir dos pontos calculados é possível traçar os dois segmentos relativos às curvas de Faury
com e sem cimento (Figura 3.10).
Figura 3.10 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 56)
Depois de conhecida a curva de Faury sem cimento e ao sobrepô-la às curvas granulométricas
dos agregados utilizados (bagacina, areia grossa e fina normal) foi então determinada a percentagem
de cada agregado utilizado na mistura (Figura 3.11).
Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,0065
1,621 1,411 0,365
Ordenada (%) 100 69,56 0
Valores da curva de Faury
Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,125
1,621 1,411 0,659
Ordenada (%) 100 69,56 20
Ordenada descontando o cimento (14,7%) (%) 85,3 54,86 5,6
Restabelecimento para 100% 100 64,31 6,56
Valores da curva de Faury sem cimento
0,0
06
5
0,0
63
0,1
25
0,2
5
0,5 1 2 4 8
11
,2
12
,5
16
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0
Mat
eri
al p
assa
do
atr
avé
s d
o p
en
eir
o [
%]
Malhas [mm]
CC
SC
3.19
Figura 3.11 - Método gráfico para cálculo das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 56)
Assim, o volume de cada agregado a utilizar por unidade de volume de betão é dado pela
seguinte expressão:
(3.28)
em que,
- dosagem de cada agregado (m3/ m
3);
- percentagem de cada agregado (%);
- volume de partículas sólidas.
No Quadro 3.12 resumem-se as percentagens de agregados consideradas.
Quadro 3.12 - Percentagens de agregado a incorporar na mistura.
BL35
Ponto 1 - Abcissa: 0.0065 mm
- Ordenada: 0%
Ponto 2 - Abcissa: 5.6 mm
(3.29)
- Ordenada: 67,56%
√
√
(3.30)
Material Percentagem (%) Volume no betão (l/m³)
Bagacina 57 374
Areia grossa 26 175
Areia fina 17 112
3.20
Ponto 3 - Abcissa: 11.2 mm
- Ordenada: 100%
O Quadro 3.13 resume os cálculos efectuados.
Quadro 3.13 - Quadro resumo dos valores da curva de Faury.
Os resultados obtidos para a curva de Faury sem cimento apresentam-se no Quadro 3.14.
Quadro 3.14 - Quadro resumo dos valores da curva em cimento de Faury.
A partir dos pontos calculados é possível traçar os dois segmentos relativos às curvas de Faury
com e sem cimento (Figura 3.12).
Figura 3.12 - Curva de Faury com e sem cimento (BL 35).
As percentagens de agregados a utilizar por unidade de volume de betão são determinadas com
base no gráfico da Figura 3.13.
Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,0065
1,621 1,411 0,365
Ordenada (%) 100 67,56 0
Valores da curva de Faury
Abcissa (mm) 11,2 5,6 0,125
1,621 1,411 0,659
Ordenada (%) 100 67,56 19
Ordenada descontando o cimento (18,7%) (%) 81,3 48,86 0,3
Restabelecimento para 100% 100 60,09 0,37
Valores da curva de Faury sem cimento
0,0
63
0,0
06
5
0,1
25
0,2
5
0,5 1 2 4
11
,28
12
,5 16
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0
Mat
eri
al p
assa
do
atr
avé
s d
o p
en
eir
o [
%]
Malhas [mm]
CC
SC
3.21
Figura 3.13 - Método gráfico do cálculos das percentagens de agregados a incorporar na mistura (BL 35).
Os resultados obtidos a partir da expressão (3.28) e com base na Figura 3.13 apresentam-se no
Quadro 3.15.
Quadro 3.15 - Quantidades de agregados a incorporar na mistura BL.
3.3.11 Formulação dos restantes betões a partir do BL
Conforme referido no ponto §3.2.1., as curvas granulométricas da brita 1 e do bago de arroz
foram aproximadas à curva granulométrica da bagacina para os betões normais de referência (BN),
enquanto que para os BAFL as curvas granulométricas da areia fina e do pó de bagacina foram
aproximadas à da areia grossa e fina dos BL.
Deste modo, a composição dos vários betões é semelhante, diferindo apenas no tipo de
agregado utilizado.
Assim, no caso dos BN, foi calculada a relação entre as percentagens de agregado passado
(brita 1 e bago de arroz) e a percentagem de cada agregado na totalidade da mistura (expressão
3.18). De seguida, pelo método dos mínimos quadrados foi definida a percentagem de cada agregado
normal a utilizar de modo a obter o melhor ajuste possível à curva granulométrica de referência.
(3.31)
onde,
- corresponde à % de passado do conjunto, por fracção;
- % de passado relativo à brita 1, por fracção;
- % de passado relativo ao bago de arroz, por fracção;
- % de substituição de brita 1, valor arbitrado.
Material Percentagem (%) Volume no betão (l/m³)
Bagacina 56 375
Areia grossa 25 171
Areia fina 19 128
3.22
( ) (3.32)
em que,
- % de passado relativo à bagacina, por fracção.
Este método consiste em variar a percentagem de substituição, neste caso, de brita 1 de modo a
que o somatório da diferença ao quadrado entre as curvas granulométricas da bagacina e da
brita1/bago de arroz corresponda ao menor valor, garantindo assim, a aproximação das mesmas
curvas (Quadro 3.16). Com base nesta análise foi determinada uma percentagem de brita1 de 75% e
uma percentagem de bago de arroz de 25%.
Quadro 3.16 - Ajuste da curva granulométrica brita1/bago de arroz com a da bagacina.
Para a aproximação das granulometrias nos BAFL o processo utilizado foi semelhante ao do
utilizado no BN. Neste caso os agregados a ajustar foram os agregados finos, em que se pretende
ajustar a curva granulométrica conjunta da areia grossa e fina normal, referente ao betão de
referência (BL), com a curva granulométrica conjunta do pó de bagacina e da areia fina normal
presentes no BAFL. Neste caso as expressões tomam a seguinte forma:
(3.33)
onde,
- corresponde à % de passado do conjunto de finos (BAFL), por fracção;
- % de passado relativo ao pó de bagacina, por fracção;
- % de passado relativo à areia fina por fracção;
- % de substituição de pó de bagacina, valor arbitrado.
(3.34)
% Brita 1 = 0,75
Bagacina Brita 1 Bago CM Δ²
15 100 100 100 100,0 0,0
12,5 99 97 100 97,8 1,6
11,2 94 87 100 90,3 14,1
8 56 42 100 56,5 0,3
4 11 1 31 8,5 6,3
2 8 1 4 1,8 39,1
1 8 0 1 0,3 60,1
0,5 8 0 1 0,3 60,1
0,25 7 0 0 0,0 49,0
0,125 7 0 0 0,0 49,0
0,063 7 0 0 0,0 49,0
Somatório Δ² 328,3
Peneiros
(mm)
Granulometria
% passado
3.23
onde,
- corresponde à % de passado do conjunto de finos (BL), por fracção;
- % de passado relativo à areia grossa, por fracção;
- % de passado relativo à areia fina, por fracção;
- % de areia grossa relativa aos agregados finos no BL.
Neste caso o erro diminui quando a diferença entre as relações (CM1 e CM2) adquirem o menor
valor. O cálculo é obtido através da seguinte expressão:
( ) (3.35)
em que,
, - % de passado relativo aos agregados contidos em cada, por fracção.
Os resultados obtidos são apresentados no Quadro 3.17, e desta é possível verificar que a
percentagem de pó de bagacina (60%) e areia fina (40%) foi a que melhor ajustamento apresentou
face à curva granulométrica conjunta da areia grossa e fina dos BL.
Quadro 3.17 - Ajuste da curva granulométrica areia grossa/fina com a da areia fina/pó de bagacina
3.3.12 Correcção da relação água / cimento
Foi produzido um betão de referência (BN), com o objectivo de analisar o comportamento relativo
dos betões com bagacina face aos BN. Ao realizar os ensaios de abaixamento do BN 0,55, verificou-
se que este não se inseria na classe de consistência S3. Como tal, foi necessário recorrer a uma
correcção da relação a/c. Desta forma, foi calculado o novo volume de agregados na mistura
(expressão 3.36) e o novo volume de amassadura (expressão 3.37) resultante do aumento da relação
a/c para 0,56.
% Pó bagacina = 0,6
Pó bagacinaAreia fina Areia grossa Areia fina CM2 Δ²
15 100 100 100 100 100 100 0,0
12,5 100 100 100 100 100 100 0,0
11,2 100 100 100 100 100 100 0,0
8 100 100 100 100 100 100 0,0
4 92 100 95 97 100 98,2 9,0
2 62 99 77 84 99 90,0 174,2
1 39 99 63 50 99 69,6 43,6
0,5 23 91 50 12 91 43,6 43,6
0,25 14 9 12 2 9 4,8 51,8
0,125 9 0 50 1 0 0,6 23,0
0,063 5 0 3 0 0 0 9,0
Somatório Δ² 354,24
Granulometria
Peneiros
(mm)
% passado BAFL % passado BLCM1
3.24
(
)
(3.36)
onde,
- quantidade de cimento por unidade de volume;
(
) - nova relação água/cimento.
(3.37)
Ao ter em conta o novo volume da amassadura e que a quantidade de cimento se mantém
constante por unidade de volume, as quantidades de cimento e água a adicionar são facilmente
calculáveis. Estes são adicionados à amassadura com a betoneira em funcionamento. O novo ensaio
do abaixamento foi realizado após 45 segundos, atingindo assim a consistência desejada. As
composições dos betões foram realizadas já tendo em conta o aumento da relação de a/c para 0,56.
No caso das composições de relação a/c = 0,35 os ajustes foram efectuados com o acerto da
percentagem de superplastificante a incluir na mistura.
3.4 Composição dos betões a fabricar
As composições finais de cada betão produzido, tendo em conta os aspectos mencionados em
§3.3., estão apresentadas no Quadro 3.18.
Quadro 3.18 - Composições dos betões estudados na campanha experimental.
3.5 Produção dos betões
3.5.1 Amassadura
O processo de amassadura teve por base o procedimento utilizado por Bogas (2011) para betões
de agregados leves, com vista a ter em consideração o efeito da absorção de água dos agregados
leves. Como tal, assumiu-se que a absorção de água dos agregados durante a mistura é equivalente
à absorção dos agregados após 30 minutos, quando o teor em água inicial dos agregados é nulo.
A quantidade dos agregados a utilizar na amassadura teve em conta o teor de humidade dos
agregados.
BN 56 734 246 - 457 294 - 0,56 196 350 - 2277
BN 35 736 246 - 447 336 - 0,35 154 440 0,5 2359
BL 56 - - 590 457 294 - 0,56 196 350 - 1888
BL 35 - - 592 447 336 - 0,35 154 440 0,5 1969
BAFL 56 - - 590 - 301 340 0,56 196 350 - 1777
BAFL 35 - - 592 - 314 354 0,35 154 440 0,5 1854
Massa volúmica
aparente (kg/m³)
Cimento
(kg)
Água
(l)a/c
Pó bagacina
(kg)
Areia
fina (kg)
Areia
grossa (kg)
Bagacina
(kg)
Bago
arroz (kg)
Brita1
(kg)Tipo
Composições dos betões (m³)
SP*
(%)
SP*: superplasticante em percentagem de quantidade de cimento (kg/m³)
3.25
O processo de mistura consistiu: na molhagem de todos os utensílios utilizados na execução da
betonagem, diminuindo assim perdas de água de amassadura; colocação de todos os agregados em
50% de água e mistura durante 2 minutos; 1 minuto com a misturadora parada, permitindo a
absorção da água pelos agregados; reinício da mistura e colocação do cimento e restante água;
mistura adicional de 3 minutos.
Após a mistura, foi recolhida uma amostra para determinar a trabalhabilidade através do ensaio
de abaixamento (conforme visto em §3.6.1.). Caso o valor determinado pelo método do cone de
Abrams resultasse em valores abaixo do expectável, seria necessário recorrer a uma eventual
correcção na mistura (nas composições de a/c = 0,56) ou na percentagem de superplastificante (nas
composições de relação a/c = 0,35). Caso o abaixamento apresente valores superiores ao intervalo
expectável, a betonagem era considerada inválida, sendo necessário repetir todo o processo.
Por fim, foi determinada a massa volúmica do betão no estado fresco, de acordo com o ponto
§3.6.2.
3.5.2 Moldagem e vibração
Antes de se proceder ao enchimento dos moldes, estes foram lubrificados com óleo descofrante,
que protege o betão aquando da desmoldagem e permite que este processo se faça rapidamente. O
óleo descofrante foi aplicado através de pulverização sobre pressão e de pincel de modo a cobrir
todas as superfícies.
A vibração e compactação do betão foi efectuada de acordo com a norma NP EN 12390-2
(2000). Para tal, foi utilizado um vibrador de agulha com frequência de cerca de 9000 Hz.
Nos betões de agregados leves, visto serem mais leves, o tempo de vibração foi limitado a cerca
de 15 segundos, de modo a não ocorrer perigo de exsudação e subida de agregados na mistura. A
agulha do vibrador foi mantida a 2 cm do fundo dos moldes durante o tempo de vibração e
posteriormente retirada devagar, evitando assim a ausência de vazios provocados pelo movimento
rápido de subida da agulha.
Após a moldagem (Figura 3.14), os provetes foram protegidos com tela plástica até à data de
desmoldagem, que ocorreu às 24 horas.
Figura 3.14 - Provetes após desmoldagem (24 horas).
3.26
3.5.3 Condições de cura
Devido à natureza dos ensaios realizados na campanha, nem todos os provetes foram sujeitos
às mesmas condições de cura. No Quadro 3.19 resumem-se os processos de cura utilizados nos
ensaios.
Quadro 3.19 - Condições de cura dos provetes dado a natureza de cada ensaio.
3.6 Ensaios do betão no estado fresco
Os ensaios do betão no estado fresco, entre eles, o ensaio do abaixamento e da massa
volúmica, permitem avaliar e controlar o desempenho do betão no estado endurecido e ainda,
garantir uma boa aplicabilidade em obra.
Os ensaios realizados, bem como respectivas normas vêm apresentadas no Quadro 3.21.
Ensaio Tipo de ProveteDimensões
(cm)Nº de provetes Condições de cura
Mecânicos e fisicos Cubos e cilindros
10x10x10,
15x15x15 e
φ15x30
17 cubos de 15, 2
cubos de 10 e 6
cilindros
Cura em câmara húmida de
humidade relativa > 95 %
durante 28 dias
Retracção Prisma 15x15x30 2
Cura em câmaca seca com
temperatura a 23 ± 2 °C e
humidade relativa a 50 ± 5%
durante o tempo de ensaio
Absorção capilar Cilindro φ15x30 1
Cura em câmara húmida com
humidade relativa > 95 %
durante 7 dias; 3 dias de
secagem em estufa ventilada a
50 ± 2 °C, seguidos de 17 dias a
50 ± 2 °C e 1 dia a 20 ± 2 °C, sem
trocas de humidades nestes
últimos 18 dias
Resistência à carbonatação Cilindro φ10x25 2
Cura em câmara húmida de
humidade relativa > 95 %,
durante 7 dias, e restantes dias
em câmara seca com
temperatura a 23 ± 2 °C e
humidade relativa a 50 ± 5%
Resistência à penetração de
cloretosCilindro φ10x25 2
Cura em câmara húmida de
humidade relativa > 95 %
durante 7 dias, e restantes dias
em câmara seca com
temperatura a 23 ± 2 °C e
humidade relativa a 50 ± 5%
3.27
Quadro 3.20 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado fresco.
3.6.1 Ensaio de abaixamento (cone de Abrams)
a) Objectivo
O ensaio em causa tem como principal objectivo determinar a trabalhabilidade dos betões
produzidos. Diferentes tipos de agregados e diferentes percentagens destes na composição dos
betões resultam em diferentes influências nas trabalhabilidades, ao que foi estabelecido uma classe
de abaixamento (125 ± 15 mm) constante, permitindo desta forma, a comparação entre betões. Caso
o valor do abaixamento resultasse em valores menores do que o intervalo estabelecido era
necessário se proceder ao ajuste da relação a/c ou na percentagem de superplastificante a introduzir
na amassadura, por outro lado, se o valor obtido fosse superior, a betonagem era considerada
inválida, tendo esta de ser repetida.
O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma NP EN 12350-2 (2002)
“Ensaios do betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento”.
b) Aparelhos e utensílios
Foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
molde troncocónico metálico com uma altura de 300 ± 2 mm, diâmetro interno de 200 ± 2
mm na base e de 100 ± 2 mm no topo; este deve ser resistente à pasta de cimento, o
seu interior deve ser liso, sem rebites ou mossas; o cone deve ainda dispor de duas
pegas metálicas junto ao topo e de elementos de fixação ou abas junto à base, com o
objectivo de estabilizar o molde com os pés;
varão de compactação com extremidades arredondadas, de diâmetro 16 ± 1 mm e de
comprimento 600 ± 5 mm;
funil capaz de se encaixar no topo do cone de troncocónico;
régua de precisão igual ou superior a 5 mm;
placa metálica lisa, plana e rígida;
colher de pedreiro.
c) Amostra de ensaio
As amostras para a realização do ensaio foram retiradas directamente da amassadura, no
instante a seguir ao término da sua mistura, evitando desta forma, a contaminação do betão bem
como a eventuais variações de água.
Ensaios Documentos normativos
Abaixamento NP EN 12350-2
Massa volúmica fresca NP EN 12350-6
3.28
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
antes do começo do ensaio todo o material a utilizar foi humedecido, evitando, desta
forma, possíveis absorções de água;
logo de seguida, deu-se o preenchimento do molde; este foi realizado em três camadas
de igual altura (cerca de 1/3 da altura do cone) e entre estas deu-se a compactação da
amostra com 25 pancadas verticais recorrendo ao varão metálico; é extremamente
importante durante esta face e as próximas que o molde se encontre bem estável e fixo;
posto isto, o funil foi retirado e a superfície do topo do cone foi alisada, removendo o
excesso de amostra com o auxilio da colher de pedreiro;
foi retirado, cuidadosamente, e num movimento continuo e firme o molde da amostra
sem transmitir a este nenhum movimento lateral;
por fim, foi verificado a validade do ensaio e registou-se o valor do abaixamento com o
auxilio da régua; se o abaixamento se verificasse deformado, este teria de ser repetido.
e) Resultados
O resultado do abaixamento do cone de Abrams é dado pela diferença entre a altura do cone e o
ponto mais alto da amostra. O ensaio era considerado válido se o betão apresentasse um
abaixamento verdadeiro, ao que corresponde a uma forma minimamente intacta e simétrica, como é
apresentado na Figura 3.15.
Figura 3.15 - Ensaio do abaixamento (cone de Abrams): a) válido, b) deformado.
3.6.2 Massa volúmica fresca
a) Objectivo
A determinação da massa volúmica do betão no estado fresco tem como objectivo o controlo da
compacidade do betão e permite a detecção de eventuais irregularidades.
O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma NP EN 12350-6 (2002)
“Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
balança digital de precisão de ± 0,1% da massa da amostra;
3.29
recipiente em aço, cilíndrico, estanque e limpo de 10 litros de volume;
colher de pedreiro;
vibrador de agulha.
c) Amostra de ensaio
As amostras são retiradas directamente da amassadura e após o término da mistura de maneira
a conservar o teor de água.
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
o recipiente foi devidamente humedecido e a sua massa foi registada como M1;
de seguida deu-se o preenchimento do molde, que foi executado a partir de duas
camadas de espessura igual (cerca de 1/2 da altura do balde) onde se procedeu à sua
compactação através da agulha vibratória entre cada camada; a vibração foi realizada
com a agulha na vertical sem tocar nos bordos do recipiente e durante um período
suficiente para que o ar fosse expulso sem que houvesse exsudação ou segregação do
betão;
foi removido o betão em excesso e a superfície foi alisada recorrendo à colher de
pedreiro;
por fim, registou-se o valor da massa do conjunto como M2.
e) Resultados
O valor da massa volúmica fresca ( ) é dado pela seguinte equação:
(3.38)
onde,
- massa do recipiente vazio (g);
- massa do conjunto, balde + betão (g);
- volume do balde (l).
3.7 Ensaios do betão no estado endurecido
Os ensaios de caracterização dos betões no estado endurecido visam analisar e avaliar os
betões relativamente ao seu desempenho e durabilidade quando sujeitos a condições de serviço. Os
ensaios estão divididos em três grupos: propriedades físicas, mecânicas e de durabilidade. Os
ensaios de caracterização no estado endurecido realizados na presente dissertação estão dispostos
no Quadro 3.22.
3.30
Quadro 3.21 - Documentos normativos referentes aos ensaios ao betão no estado endurecido.
Os provetes após cumprirem o tempo de cura e antes de serem ensaiados foram secos à
temperatura ambiente ou através de um pano seco, que também permitia limpar as superfícies dos
provetes caso estes apresentassem alguma sujidade.
A geometria dos provetes respeitou as especificações mencionadas pela norma NP EN 12390-1
(2003) “Ensaios ao betão endurecido. Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o ensaio de
provetes e para os moldes”.
No que toca ao modo de execução e cura dos provetes para os ensaios de resistência mecânica
a norma seguida foi a NP EN 12390-2 (2003) “Ensaios ao betão endurecido. Parte 2: Execução e
cura dos provetes de ensaio de resistência mecânica”.
3.7.1 Massa volúmica
a) Objectivo
O presente ensaio pretende avaliar a massa volúmica dos betões produzidos, visto ser, uma
propriedade, física, importante na classificação dos betões e na avaliação de propriedades mecânicas
e de durabilidade.
O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma NP EN 12390-7 (2003)
“Ensaios ao betão endurecido. Parte 7: Massa volúmica do betão endurecido”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa de secagem, ventilada e à temperatura constante de 110 ± 5 °C;
balança digital de precisão de ± 0,1% da massa da amostra e equipada com um estribo
para pesagem do provete dentro de água;
tanque de água.
c) Amostra de ensaio
Para a determinação da massa volúmica dos betões foram ensaiados 2 provetes aos 28 dias, de
geometria cúbica (10x10x10 cm). Visto ser necessário dois provetes por cada composição estudada,
foram produzidos 12 provetes desta geometria, no total.
Ensaios Documentos normativos
Massa volúmica NP EN 12390-7
Resistência à compressão NP EN 12390-3
Resistência à tracção NP EN 12390-6
Módulo de elasticidade LNEC E397
Retração LNEC E398
Absorção capilar LNEC E393
Resistência à penetracção de cloretos LNEC E463
Resistência à carbonatação LNEC E391
3.31
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
colocou-se os provetes em estufa a 110 ± 5 °C até que a massa se mantivesse
constante;
de seguida, foram pesados e registados os valores das massas dos provetes ao ar,
como Mar;
posto isto, foi registado o valor do estribo dentro de água;
foi colocado o provete no estribo dentro de água, garantindo a sua total imersão; foi
necessário estabilizar o estribo (Figura 3.16);
para finalizar, foi medido e registado o valor da massa do provete dentro de água, como
Mág.
Figura 3.16 - Pesagem do provete imerso em água.
e) Resultados
Para a determinação da massa volúmica foi necessário proceder à quantificação do volume dos
provetes. Para tal recorreu-se ao método da deslocação de água, que é dado pela seguinte
expressão:
[( ) ]
(3.39)
onde,
- volume do provete (m3);
- massa do provete ao ar (kg);
- massa aparente do estribo imerso (kg);
- massa aparente do provete imerso (kg);
- massa volúmica da água, a 20 ᵒC.
Desta forma, é possível obter o valor da massa volúmica ( ) do provete de betão pela seguinte
fórmula:
(3.40)
3.32
onde,
- massa volúmica do betão (kg/m3);
- massa do provete no momento do ensaio (kg).
3.7.2 Resistência à compressão
a) Objectivo
A resistência à compressão nos betões é vista como uma das propriedades mais importantes na
caracterização de um betão, pois permite quantificar a que tensão de compressão pode este suportar
antes de atingir a rotura.
Os provetes ensaiados foram submetidos a uma tensão de compressão crescente e constante
(135 kN/s) até que se atinjisse a capacidade resistente do betão.
O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma NP EN 12390-3 (2003)
“Ensaios ao betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
prensa hidráulica de 4 colunas da marca Toni Pact, de capacidade até 3000 kN e com
velocidade de carregamento regulável; consola de comando da marca e modelo
Form+Test Seidner CSRG 5500 (Figura 3.17);
balança digital de precisão de ± 0,1% da massa da amostra.
Figura 3.17 - Prensa hidráulica e consola de comando.
c) Amostra de ensaio
Para a realização do ensaio da resistência à compressão, foram ensaiados 3 provetes para as
idades de 1, 3, 7 e 90 dias e 5 provetes para a idade de 28 dias, ambos cúbicos de 150 mm de
aresta. Para este ensaio foram produzidos 17 provetes para cada composição de betão produzida,
perfazendo 102 provetes no total.
3.33
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
após a limpeza da superfície dos pratos da prensa o provete foi colocado e centrado
nesta, sem a sua superfície de moldagem em contacto com os pratos;
de seguida, a prensa foi ajustada, definindo a velocidade adequada para o ensaio; foi
iniciado o processo de carga e registado o valor a que o provete cedeu.
Após realização do ensaio, o provete foi analisado quando à sua rotura ser satisfatória ou não, de
acordo com a norma NP EN 12390-3 (Figura 3.18, 3.19, 3.20 e 3.21).
Figura 3.18 - Roturas inválidas dos provetes cúbido
(NP EN 12390-3 2001).
Figura 3.19 - Roturas válidas dos provetes cúbicos
(NP EN 12390-3 2001).
Figura 3.20 - Rotura válida do provete (BL 35).
Figura 3.21 - Rotura válida do provete (BN 35).
e) Resultados
O valor da resistência à compressão ( ) em MPa é dado pela seguinte equação:
(3.41)
onde,
- força máxima aplicada ao provete (N);
- área da secção lateral do provete (mm2).
3.34
3.7.3 Resistência à tracção por compressão diametral
a) Objectivo
A resistência à tracção foi determinada através do ensaio da compressão diametral, foi tomada
esta via pois o laboratório apenas dispõe do equipamento necessário para este. A resistência à
tracção foi determinada indirectamente, pois foi aplicada uma tensão de compressão uniforme
segundo a geratriz do provete cilíndrico, o que provoca tensões de tracção no plano perpendicular ao
plano da força aplicada.
Os provetes ensaiados foram submetidos a uma tensão de compressão crescente e constante
(35 kN/s) até que se atinjisse a capacidade resistente à tracção do betão.
O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma NP EN 12390-6 (2003)
“Ensaios do betão endurecido. Parte 6: Resistência à tracção por compressão dos provetes”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
prensa hidráulica de 4 colunas da marca Toni Pact, de capacidade até 3000 kN e com
velocidade de carregamento regulável; consola de comando da marca e modelo
Form+Test Seidner CSRG 5500;
aparelho metálico de posicionamento de provetes cilíndricos e respectiva peça de carga
(figura 3.22);
ripas em madeira.
Figura 3.22 - Ensaio de compressão diametral utilizando um aparelho próprio para posicionamento do provete.
c) Amostra de ensaio
Para a realização do ensaio da resistência à compressão diametral foram ensaiados 3 provetes
para a idade de 28 dias, de geometria cilíndrica (⏀150 x 300 mm). Para o presente ensaio foram
produzidos 3 provetes para cada composição de betão estudada, o que perfaz um total de 18
provetes.
d) Procedimento de ensaio
O procedimento de ensaio seguiu os seguintes passos:
3.35
foi colocado e posicionado o provete cilíndrico no aparelho metálico, entre as ripas de
madeira, que estão posicionadas segundo as geratrizes deste e do aparelho, certificando
que estão perfeitamente alinhadas;
fez-se deslizar o conjunto sob a prensa, posicionando-o correctamente, de modo a
eliminar quaisquer excentricidades;
de seguida, a prensa foi ajustada, definindo a velocidade adequada para o ensaio; foi
iniciado o processo de carga e registado o valor a que o provete cedeu.
e) Resultados
A resistência à tracção do betão ( ) em MPa, é determinada através da compressão diametral
segundo a seguinte equação:
(3.42)
onde,
- força máxima aplicada ao provete;
- comprimento da linha de contacto que por sua vez corresponde à altura do provete
(mm);
- diâmetro do provete (mm).
3.7.4 Módulo de elasticidade
a) Objectivo
A determinação do módulo de elasticidade torna-se importante na caracterização mecânica de
um betão, pois define a relação tensão / extensão (σ/ε) deste, em regime de deformações elásticas.
Visto que a relação σ/ε do betão é não-linear, os métodos utilizados para determinar o módulo de
elasticidade dão origem a valores aproximados, em que os mais utilizados são: (i) o método da
tangente, que determina o módulo de elasticidade pela recta tangente à curva σ/ε na origem, e o (ii)
método da secante, que consiste em traçar uma recta que intersecta a curva σ/ε na origem e num
ponto de tensão inicialmente determinado.
Foi utilizado o método da secante no presente trabalho, onde a recta da secante intersectou a
origem e um ponto que correspondeu a um estado de tensão de 1/3 da resistência média do betão à
compressão (fcm).
O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E-397 “Betões:
Determinação do módulo de elasticidade em compressão”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
3.36
aparelho de medição de deformações equipado com três anéis que fixam o provete em
três pontos, duas bases ajustáveis e três transdutores capazes de medir deslocamentos
com 25 mm de curso, da marca TMI, modelo CDP;
prensa hidráulica de 250 kN de capacidade, da marca INSTRON, modelo 1343;
data logger, aparelho de calibração e que permite transpor os dados medidos pelos
equipamentos de leitura para um computador;
computador dotado de software que se adeqúe ao data logger.
c) Amostra de ensaio
Para a determinação do módulo de elasticidade foram ensaiados 2 provetes para a idade de 28
dias, de geometria cilíndrica (⏀150 x 300 mm). Por se tratar de um ensaio não destrutivo, os provetes
foram ainda submetidos ao ensaio de compressão pura. Para o presente ensaio foram produzidos 3
provetes para cada composição de betão estudada, o que perfaz um total de 18 provetes.
d) Procedimento de ensaio
O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte modo:
primeiramente, procedeu-se à rectificação das bases dos provetes cilíndricos, com o
objectivo de se eliminar quaisquer irregularidades e de maneira a que a superfície se
encontre plana (Figura 3.23);
o provete foi limpo e enxugado; posto isto, foi acoplado a este o sistema de medição de
deformações;
de seguida, o conjunto foi posicionado na prensa, onde foi anexado a uma rótula
metálica que apenas permite transposição de esforço axial (Figura 3.24); o
posicionamento é um passo exigente e minucioso, pois a validade do ensaio depende da
variação da extensão existente entre as bases do provete (| |), ou seja, este
é válido, se e só se, a variação da extensão não exceder 10% após sujeito a um ciclo de
carga;
o provete foi submetido a uma carga inicial de 0,5 a 1 MPa (σ1) que, de seguida, foi
aumentado continuamente até à tensão de 1/3 da resistência média à compressão (σf =
fc/3), a uma velocidade de 0,5 ± 0,1 MPa/s; foram registados os valores obtidos para as
extensões e tensões no instante inicial e final;
de modo a garantir a validade do ensaio, após cada ciclo de carga, o valor da variação
das extensões entre bases (| |),) foi medido. Caso este fosse superior a 10%, era
necessário reposicionar o provete e reiniciar o ensaio.
3.37
Figura 3.23 - Rectificadora para provetes cilindricos.
Figura 3.24 - Esquema de ensaio utilizado para medição
do módulo de elasticidade.
e) Resultados
A confirmação da validade do ensaio foi garantida, entre ciclos de carga, tendo em conta a
seguinte condição:
| | |(
)
(
)
| (3.43)
Desta forma, o módulo de elasticidade foi resultado da seguinte expressão:
(3.44)
onde,
- módulo de elasticidade sujeito a compressão (GPa);
- tensão inicial relativa ao ciclo (MPa);
- tensão máxima relativa ao ciclo (MPa);
- extensão para a tensão registada no ciclo ;
- extensão para a tensão registada no ciclo .
3.7.5 Retracção
a) Objectivo
O ensaio da retracção tem como objectivo determinar a variação de volume a que um betão está
sujeito, devido a factores e elementos de natureza física e química.
O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E398 (1993)
“Determinação da retracção e da expansão”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
pastilhas metálicas para medição;
3.38
prego liquido, como elemento de fixação;
aparelho de medição de retracções/expansões de precisão 5x10-6
, de acordo com as
especificações da norma;
ripas de fibra, para evitar o contacto total do provete com o solo.
c) Amostra de ensaio
Para a realização da retracção foram testados 2 provetes prismas, de secção quadrada (15x15
cm) e altura de 30 cm. Foram produzidos no total 2 provetes prismáticos para cada composição, o
que totaliza cerca de 12 provetes.
Os provetes foram mantidos, enquanto na câmara seca, afastados do solo, por intermédio de 2
ripas de fibra de vidro, de maneira a permitir a circulação do ar em todas as superfícies da amostra.
As medições foram efectuadas a várias idades, nomeadamente, aos 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 9, 11, 13,
15, 18, 21, 24, 28, 56, 63 e 91 dias.
d) Procedimento de ensaio
O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte procedimento:
após desmoldagem do provete prismático foram posicionadas duas pastilhas metálicas
numa das superfícies moldadas (pontos de referência) a 5 cm de cada face, segundo o
maior comprimento;
a fixação permanente foi depois feita e ajustada por intermédio de uma peça metálica
própria;
após secagem da cola, foi feito a medição entre pastilhas e registado como medição de
referência ( ;
o provete foi colocado e mantido na câmara seca a 22 ± 2 ᵒC de temperatura e a uma
humidade relativa de 50 ± 5%;
foram, periodicamente, registados os valores da distancia entre pastilhas (Figura 3.25).
Figura 3.25 - medição da retracção através de um aparelho de medição de retracções/expansões.
e) Resultados
3.39
O valor da retracção sofrida pelo betão, em cada idade medida, foi dado pela seguinte
expressão:
(3.45)
onde,
- retracção total no período de leitura (m/m);
- distância entre os pontos de referência, medida no dia 0 (mm);
- distância entre os pontos de referência, medida no dia (mm).
O valor final da retracção ( ), na idade registada, foi dado pela média entre os dois provetes:
(3.46)
3.7.6 Absorção capilar
a) Objectivo
A avaliação da absorção capilar de um dado betão torna-se fundamental para uma eficaz
caracterização da durabilidade. Este ensaio permite medir a capacidade de absorção de água através
dos vasos capilares existentes na massa do betão, que acontece devido à diferença de pressão entre
a superfície livre da água em contacto com o betão e a superfície desta água no interior dos vasos
capilares.
O ensaio foi realizado tido em conta a metodologia referida pela norma LNEC E393 (1993)
“Determinação da absorção de água por capilaridade”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
tabuleiro metálico;
campânula acrílica;
ripas de fibra, para evitar o contacto total do provete com o tabuleiro;
panos absorventes;
balança de precisão de ± 0,1% da massa da amostra.
c) Amostra de ensaio
Para a realização do ensaio de absorção capilar foi produzido 1 provete cilíndrico, de 15 cm de
diâmetro e 30 cm de altura, que posteriormente, foi cortado, através de uma serra metálica
diamantada, em “bolachas” de 10 cm de altura, que perfaz um total de 3 provetes por cada
composição. No total foram produzidos 6 provetes cilíndricos (⏀15x30 cm), 1 por cada composição
estudada.
Para a presente dissertação foram registados o valor da absorção para os instantes de 10, 20 e
30 minutos e ainda para 1, 2, 6, 24 e 72 horas de ensaio.
3.40
d) Procedimento de ensaio
O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte procedimento:
Após o processo de secagem, os provetes foram numerados e foram registadas as
respectivas massas, como (M0).
de seguida, os provetes foram colocados sobre as ripas de fibra no interior do tabuleiro,
isto permitiu que a base do provete estivesse totalmente em contacto com a água (Figura
3.26);
o tabuleiro foi cheio de água até que a superfície desta imerge-se cerca de 5 ± 1 mm da
base do provete; foi necessário compensar a água perdida por absorção e por
evaporação, periodicamente; nos intervalos entre medições os provetes eram cobertos
com a campânula;
por fim, foram medidas as massas dos provetes nos intervalos de tempo extipulados (Mi),
onde antes da pesagem era necessário retirar a água em excesso da superfície dos
provetes, através de um pano absorvente (Figura 3.27).
Figura 3.26 - Provetes protegidos por campânula no
ensaio de absorção capilar.
Figura 3.27 - Processo de secagem da base dos
provetes no ensaio de absorção capilar.
e) Resultados
Os resultados da absorção capilar ( ) são dados através da seguinte expressão:
(3.47)
em que,
- absorção por capilaridade (g/mm2);
- massa inicial do provete, seco (g);
- massa no instante (g);
- área da secção circular do provete (mm2).
Para uma melhor percepção dos resultados obtidos, foi também calculado o coeficiente de
absorção ( ):
3.41
√ (3.48)
O valor de corresponde ao instante temporal após início do ensaio, em horas.
3.7.7 Resistência à carbonatação
a) Objectivo
A determinação da resistência à carbonatação torna-se imprescindível para a caracterização da
durabilidade do betão, pois devido à carbonatação do betão a camada protectora das armaduras
despassificam, expondo estas aos agentes corrosivos.
O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E391 (1993)
“Avaliação da profundidade de carbonatação com base em solução de fenolftaleína”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
borracha líquida e trincha;
câmara de carbonatação, de ambiente controlável, com 5% de CO2, 23 ⁰C de
temperatura e 60% de humidade relativa, de acordo com a norma (Figura 3.28);
martelo e escopro;
solução alcoólica de fenolftaleína;
craveiro ou régua dotada de fracções milimétricas.
c) Amostra de ensaio
Para a realização do ensaio da resistência à carbonatação foram produzidos dois provetes
cilíndricos de 10 cm de diâmetro e 25 cm de altura. Após o período de cura em câmara húmida, estes
provetes foram cortados, através de uma serra de corte diamantada, em 4 “bolachas” de 4 cm de
espessura e de seguida foram colocadas na câmara seca, permanecendo até à data que completam
28 dias. No total foram produzidos 2 provetes (⏀10x25) por composição de betão estudada,
perfazendo um total de 12 unidades.
As medições foram efectuadas a várias idades, nomeadamente aos 7, 28, 56 e 90 dias de idade.
d) Procedimento de ensaio
O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte procedimento:
como primeiro passo, aplicou-se duas camada de borracha líquida em cada face da
“bolacha”, permitindo desta forma, que a penetração de CO2 se dê apenas por um
sentido (Figura 3.29);
3.42
após o tempo de secagem da pelicula aplicada, os provetes foram assinalados e
colocados na câmara de carbonatação a 5% de CO2, 23 ⁰C de temperatura e 60% de
humidade relativa até à data de ensaio prevista;
em cada data estabelecida, os provetes foram retirados e quebrados em duas partes
semelhantes com o auxilio do martelo e do escopro; este procedimento foi,
cuidadosamente efectuado de modo a partir o provete em duas metades
aproximadamente iguais;
posto isto, aplicou-se a solução alcoólica de fenolftaleína (reagente para níveis de
alcalinidade entre 8 e 10) por aspersão, nas metades resultantes do ponto anterior;
por fim, após um leve período de espera, foi medida e registada a profundidade de
carbonatação.
Figura 3.28 - Câmara de carbonatação.
Figura 3.29 - “Bolachas” com topos
impermeabilizados com tinta acrílica.
e) Resultados
Após pulverizar a superfície dos provetes é necessário esperar 30 minutos para que a solução de
fenolftaleína reaja com a zona não carbonatada e para que seja bem visível a zona de transição.
Desta forma a profundidade de carbonatação foi medida através de um craveiro ou de uma régua
adequada em 4 partes igualmente distanciadas. O valor final resulta da média aritmética das 4
medições efectuadas.
3.7.8 Resistência à penetração de cloretos
a) Objectivo
Este ensaio é fundamental na caracterização da durabilidade dos betões, visto que a presença
de cloretos nos betões são das causas mais comuns de degradação, pois estes são responsáveis
pela despassivação das armaduras e pela aceleração do processo de corrosão, devido à presença de
iões Cl-.
O ensaio tem como objectivo determinar o coeficiente de difusão dos cloretos nos betões, com
base no ensaio de migração em regime não estacionário.
3.43
O ensaio foi realizado tendo em conta a metodologia referida pela norma LNEC E463 (2004) e
pelo Nordtest NT Build (1999) “Determinação do coeficiente de difusão dos cloretos por ensaio de
migração em regime não estacionário”.
b) Aparelhos e utensílios
Para a realização do referido ensaio foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
conjunto de câmara e bomba de vácuo;
braçadeiras metálicas;
manga de borracha de silicone;
voltímetro;
cátodo, placa de aço inoxidável;
ânodo, rede de aço inoxidável;
solução de Ca(OH)2;
solução catódica de NaCl e anódica de NaOH;
martelo e escopro;
solução de nitrato de prata;
craveiro ou régua dotada de fracções milimétricas.
c) Amostra de ensaio
Para a realização do ensaio da resistência à penetração de cloretos foram produzidos dois
provetes cilíndricos de 10 cm de diâmetro e 25 cm de altura. Após o período de cura em câmara
húmida, estes provetes foram cortados, através de uma serra de corte diamantada, em 4 “bolachas”
de 5 cm de espessura e de seguida foram colocadas na câmara seca, permanecendo até à data que
completam 28 dias. No total foram produzidos 2 provetes (⏀10x25) por composição de betão
estudada, perfazendo um total de 12 unidades.
d) Procedimento de ensaio
O ensaio foi realizado de acordo com o seguinte procedimento:
colocou-se os provetes na câmara de vácuo a uma pressão entre 10 a 50 mbar, por um
período de 3 horas;
logo após, ainda sob vácuo, juntou-se a solução de hidróxido de cálcio na câmara até
cobrir a totalidade dos provetes (Figura 3.30); passada 1 hora, a bomba de vácuo foi
desligada e os provetes ficaram em repouso dentro da solução num período de 18 ± 2
horas à pressão atmosférica;
de seguida, os provetes foram colocados nas mangas de borracha e devidamente
selados através das braçadeiras metálicas;
preparou-se a solução anódica e catódica;
3.44
depois de montado o equipamento foi instalada uma corrente contínua de 30 V por célula
(Figura 3.31); de seguida mediu-se a intensidade de corrente em cada célula através de
um multímetro; através da intensidade medida, por intermédio do Quadro 3.23, foi
possível corrigir a voltagem; foi registada a temperatura de início de ensaio da solução
anódica; o tempo de ensaio também foi definido através do quadro apresentado;
após o tempo de ensaio, foi medida e registada a temperatura da solução anódica como
temperatura final de ensaio;
os provetes foram retirados das mangas de borracha e lavados com água; secou-se a
superfície com um pano absorvente;
de seguida, estes foram quebrados em duas partes semelhantes com o auxilio do
martelo e escopro e pulverizados com nitrato de prata.
Figura 3.30 - Bomba de vácuo.
Figura 3.31 - Equipamento para o ensaio
de resistência à penetração de cloretos.
e) Resultados
Após pulverizar a superfície dos provetes é necessário esperar 15 minutos para que o nitrato de
prata reaja com a zona com presença de iões cloreto de modo a que seja bem visível a zona de
transição (Figura 3.32). Desta forma a profundidade de penetração de cloretos foi medida através de
um craveiro ou de uma régua de fracções milimétricas, em 7 medições igualmente distanciadas de 10
mm, desde o centro até aos bordos do provete.
Posto isto, o coeficiente de difusão de iões cloreto em regime não estacionário ( ) é dado pela
seguinte expressão:
( √
) (3.49)
onde,
- coeficiente de difusão de cloretos no estado não estacionário (x10-12
m2/s);
- valor médio entre a temperatura inicial e final da solução anódica (ᵒC);
- espessura do provete (mm);
- valor absoluto da voltagem aplicada no ensaio (V);
3.45
- duração do ensaio (horas);
- profundidade média de penetração, medida (mm).
Figura 3.32 - Profundidade de penetração de iões cloretos por intermédio da pulverização de nitrato de prata.
Quadro 3.22 - Correção da voltagem.
4.1
Capítulo 4 Apresentação e discussão de resultados
No presente capítulo são apresentados e discutidos os resultados obtidos nos ensaios realizados
na campanha experimental, mencionados e descritos no capítulo anterior. Este apesenta-se dividido
em três partes: caracterização dos agregados; caracterização do betão no estado fresco;
caracterização do betão no estado endurecido. Os resultados obtidos para os ensaios do betão foram
analisados tendo ainda em conta o estado da arte apresentado no Capítulo 2.
4.1 Ensaios aos agregados
Visto que os agregados ocupam a parcela maioritária na composição dos betões, importa estudar
as suas propriedades geométricas, físicas e químicas, pois o desempenho do betão no estado fresco
e endurecido depende fortemente dos agregados incorporados.
A análise das propriedades dos agregados foi efectuada através da análise granulométrica,
massa volúmica, absorção de água, baridade, volume de vazios, índice de forma e resistência ao
esmagamento.
4.1.1 Análise granulométrica
Neste subcapítulo são apresentados e analisados os resultados obtidos para a análise
granulométrica dos agregados naturais de massa volúmica normal e os agregados de escória
vulcânica, nomeadamente a bagacina e o pó de bagacina.
4.1.1.1 Brita 1
No Quadro 4.1 apresentam-se os valores experimentais da análise granulométrica efectuada
para a brita 1, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo
agregado.
Quadro 4.1 - Análise granulométrica da brita 1.
Peneiros
Malhas (mm) Resíduo (g) Passado acumulado (%) Retido acumulado (%)
16 0,0 100,0 0,0
12,5 79,3 97,4 2,6
11,2 301,0 87,3 12,7
8 1348,0 42,4 57,6
4 1230,7 1,4 98,6
2 11,4 1,0 99,0
1 3,9 0,1 99,9
0,5 0,0 0,0 99,9
0,25 0,0 0,0 99,9
0,125 0,0 0,0 99,9
0,063 0,0 0,0 99,9
Refugo 27,4 - -
Dmáx (mm) 12,5
Dmin (mm) 4
M.F. 6,1
Brita 1
4.2
A Figura 4.1 representa a curva granulométrica obtida para a brita 1, onde o eixo das ordenadas
corresponde à percentagem de material passado e o eixo das abcissas, em escala logarítmica,
corresponde à dimensão da malha onde passa o material peneirado.
Figura 4.1 - Curva granulométrica da brita 1.
4.1.1.2 Bago de arroz
No Quadro 4.2 apresentam-se os valores experimentais da análise granulométrica efectuada
para o bago de arroz, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do
respectivo agregado. A Figura 4.2 representa a curva granulométrica obtida para o bago de arroz.
Quadro 4.2 - Análise granulométrica do bago de arroz.
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
Mat
eri
al p
assa
do
(%
)
Malhas (mm)
Peneiros
Malhas (mm) Resíduo (g) Passado acumulado (%) Retido acumulado (%)
16 0,0 100,0 0,0
12,5 0,0 100,0 0,0
11,2 0,0 100,0 0,0
8 6,2 99,8 0,2
4 2121,3 30,7 69,7
2 809,0 4,3 95,7
1 90,7 1,4 98,6
0,5 19,0 0,7 99,3
0,25 12,4 0,3 99,7
0,125 0,0 0,0 99,7
0,063 0,0 0,0 99,7
Refugo 10,4 - -
Dmáx (mm) 8
Dmin (mm) 2
M.F. 5,6
Bago arroz
4.3
Figura 4.2 - Curva granulométrica do bago de arroz.
4.1.1.3 Areia grossa
No Quadro 4.3 apresentam-se os valores experimentais da análise granulométrica efectuada
para a areia grossa, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo
agregado. A Figura 4.3 representa a curva granulométrica obtida para a areia grossa.
Quadro 4.3 - Análise granulométrica da areia grossa.
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
Mat
eri
al p
assa
do
(%
)
Malhas (mm)
Peneiros
Malhas (mm) Resíduo (g) Passado acumulado (%) Retido acumulado (%)
16 0,0 100,0 0,0
12,5 0,0 100,0 0,0
11,2 0,0 100,0 0,0
8 0,0 100,0 0,0
4 28,3 97,4 2,6
2 147,8 84,0 16,0
1 370,9 50,1 49,9
0,5 417,1 12,1 87,9
0,25 106,3 2,4 97,6
0,125 21,1 0,5 99,5
0,063 3,7 0,2 99,8
Refugo 2,0 - -
Dmáx (mm) 4
Dmin (mm) 0,25
M.F. 3,5
Areia grossa
4.4
Figura 4.3 - Curva granulométrica da areia grossa.
4.1.1.4 Areia fina
No Quadro 4.4 apresentam-se os valores experimentais da análise granulométrica efectuada
para a areia fina, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo
agregado. A Figura 4.4 representa a curva granulométrica obtida para a areia fina.
Quadro 4.4 - Análise granulométrica da areia fina.
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
Mat
eri
al p
assa
do
(%
)
Malhas (mm)
Peneiros
Malhas (mm) Resíduo (g) Passado acumulado (%) Retido acumulado (%)
16 0,0 100,0 0,0
12,5 0,0 100,0 0,0
11,2 0,0 100,0 0,0
8 0,0 100,0 0,0
4 3,5 99,7 0,3
2 6,2 99,3 0,7
1 7,2 98,7 1,3
0,5 99,5 91,0 9,0
0,25 1061,6 9,0 91,0
0,125 113,2 0,3 99,7
0,063 2,6 0,1 99,9
Refugo 2,0 - -
Dmáx (mm) 0,5
Dmin (mm) 0,125
M.F. 2,0
Areia fina
4.5
Figura 4.4 - Curva granulométrica da areia fina
4.1.1.5 Bagacina
No Quadro 4.5 apresentam-se os valores experimentais da análise granulométrica efectuada
para a bagacina, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do respectivo
agregado.
Quadro 4.5 - Análise granulométrica da bagacina.
A Figura 4.5 representa a curva granulométrica da bagacina obtida na presente campanha
experimental e da obtida pela empresa fornecedora do agregado.
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
Mat
eri
al p
assa
do
(%
)
Malhas (mm)
Peneiros
Malhas (mm) Resíduo (g) Passado acumulado (%) Retido acumulado (%)
16 0,0 100,0 0,0
12,5 20,9 99,3 0,7
11,2 167,0 94,0 6,0
8 1193,6 56,0 44,0
4 1413,4 10,9 89,1
2 83,9 8,2 91,8
1 11,4 7,9 92,1
0,5 11,1 7,5 92,5
0,25 28,0 6,6 93,4
0,125 0,0 6,6 93,4
0,063 0,0 6,6 93,4
Refugo 208,1 - -
Dmáx (mm) 11,2
Dmin (mm) 0,063
M.F. 6
Bagacina
4.6
Figura 4.5 - Curva granulométrica da bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo fornecedor.
A série de peneiros utilizada na presente campanha experimental não corresponde, inteiramente,
à série utilizada pela empresa fornecedora na definição da curva granulométrica da bagacina, o que
traduz uma curva ligeiramente diferente. Para além dos peneiros utilizados na campanha, à excepção
do peneiro de 11,2 mm, a empresa ainda utilizou os peneiros da malha 6,3 e 10 mm.
É possível verificar através da Figura 4.5 que, em grande parte, as percentagens de material
passado obtidas na campanha são ligeiramente inferiores às percentagens indicadas pelo fornecedor,
variando entre 2 e 6 %.
4.1.1.6 Pó de bagacina
No Quadro 4.6 apresentam-se os valores experimentais da análise granulométrica efectuada
para o pó de bagacina, bem como as dimensões máximas e mínimas e o módulo de finura do
respectivo agregado.
Quadro 4.6 - Análise granulométrica do pó de bagacina.
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0
Mat
eri
al p
assa
do
(%
)
Malhas (mm)
Ensaiada
Fornecedor
Peneiros
Malhas (mm) Resíduo (g) Passado acumulado (%) Retido acumulado (%)
16 0,0 100,0 0,0
12,5 0,0 100,0 0,0
11,2 0,0 100,0 0,0
8 2,5 99,8 0,2
4 97,6 92,1 7,9
2 381,9 62,1 37,9
1 293,4 39,0 61,0
0,5 204,3 23,0 77,0
0,25 113,4 14,1 85,9
0,125 66,8 8,8 91,2
0,063 51,1 4,8 95,2
Refugo 60,9 - -
Dmáx (mm) 4
Dmin (mm) 0,063
M.F. 3,6
Pó de bagacina
4.7
A Figura 4.6 representa a curva granulométrica do pó de bagacina obtida na presente campanha
experimental e da obtida pela empresa fornecedora do agregado.
Figura 4.6 - Curva granulométrica do pó de bagacina obtida na campanha experimental e a disponibilizada pelo
fornecedor.
É possível verificar através da Figura 4.6 que, ao contrário do que se sucede na análise da
bagacina, os valores obtidos foram ligeiramente superiores aos valores de massa passada indicados
pelo fornecedor, variando entre 2 a 6 % nas malhas interiores.
4.1.2 Massa volúmica e absorção de água
No Quadro 4.7, são apresentados os resultados obtidos na campanha experimental para a
massa volúmica impermeável ( ), massa volúmica seca ( ), massa volúmica saturada com
superfície seca ( ) e absorção de água às 24 horas ( ). Estes valores encontram-se
representados nas Figuras 4.7 e 4.8.
Quadro 4.7 - Resultados obtidos na campanha experimental para as massas volúmicas e absorção de água.
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
100,0M
ate
rial
pas
sad
o (
%)
Malhas (mm)
Ensaiada
Fornecedor
Brita 1 2719 2622 2657 1,35
Bago de arroz 2734 2641 2675 1,28
Areia grossa 2612 2577 2590 0,51
Areia fina 2600 2584 2590 0,22
Bagacina 1979 1556 1769 13,69
Pó de bagacina 2576 1963 2256 10,40
Absorção às 24
horas (%)
Massa volúmica seca
(kg/m³)
Massa volúmica
impermeável (kg/m³)Agregado
Massa volúmica
saturada (kg/m³)
4.8
Figura 4.7 - Valores das massas volúmicas dos materiais utilizados.
Figura 4.8 - Absorção de água às 24 horas dos materiais utilizados.
Analisando os agregados grossos normais, é possível observar que os valores obtidos para as
massas volúmicas secas variam entre 2622 e 2641 kg/m³, resultados semelhantes aos
documentados em outros trabalhos realizados com o mesmo tipo de agregado (Lima 2012, Bogas
2011). No caso dos agregados finos normais, os valores obtidos variam entre 2577 e 2584 kg/m³,
valores que são ligeiramente inferiores aos registados nas campanhas experimentais de Lima (2012),
Cabaço (2013) e Bogas (2011).
Em relação aos agregados leves de escórias, os valores das respectivas massas volúmicas
variam de 1556 kg/m³ para o agregado de bagacina a 1963 kg/m³ para o agregado fino de pó de
bagacina. Os valores obtidos na campanha estão dentro do expectável quando comparados com os
dados indicados pelo fornecedor (Figura 4.11).
O valor da massa volúmica seca obtido para a bagacina, 1556 kg/m³, é similar ao obtido por Kiliç
et al. (2003) na sua campanha experimental para um agregado de escória vulcânica de idênticas
características, cerca de 1518 ± 43 kg/m³. Na campanha de Assas (2012) o agregado de escória
vulcânica utilizado apresenta, igualmente, uma massa volúmica seca semelhante ao obtido para a
bagacina, cerca de 1660 kg/m³. Porém, é natural existirem diferenças, dado que as características
deste tipo de agregado de origem natural podem variar consideravelmente consoante o local de
jazida e condições associadas à sua formação.
É de notar através da Figura 4.8, que os resultados obtidos para a absorção de água dos
agregados grossos normais correspondem a 1,35 e 1,28%, valores superiores aos obtidos por Lima
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Brita 1 Bago de arroz Areia grossa Areia fina Bagacina Pó de bagacina
Mas
sa v
olú
mic
a (k
g/m
³)
Massa volúmica impermeável Massa volúmica seca Massa volúmica saturada com superfície seca
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
12,00
14,00
Brita 1 Bago dearroz
Areia grossa Areia fina Bagacina Pó debagacina
WA
24
(%
)
4.9
(2012), para a brita 1 e bago de arroz. Analisando os agregados finos normais, estes tomam valores
de 0,51 e 0,22% de absorção de água para a areia grossa e fina, respectivamente.
Na mesma figura é possível observar que a absorção da bagacina e do pó de bagacina foram,
respectivamente, 13,69 e 10,40%, apresentando, como esperado, uma maior capacidade de
absorção devido à sua estrutura interna porosa. Os resultados estão de acordo com os valores
indicados na ficha técnica do fornecedor (Figura 4.11).
É possível verificar através das Figuras 4.9 e 4.10 a diferença entre a porosidade superficial da
bagacina e da brita1, que apoia a diferença dos resultados obtidos na absorção de água às 24 horas.
Figura 4.9 - Partícula de bagacina vista em lupa
binocular (malha 1mm).
Figura 4.10 - Partícula de brita1 vista em lupa binocular
(malha 1mm).
Figura 4.11 - Comparação entre os resultados obtidos na presente campanha e os indicados pelo fornecedor.
Nas campanhas realizadas por Topçu (1996) e Kiliç (2006) a absorção de água às 24 horas de
agregados grossos de escória vulcânica foi de 14 e de 17 ± 3%, que, como se pode concluir, são
valores similares aos obtidos na presente campanha para o agregado de bagacina.
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Bagacina Pó debagacina
Bagacina Pó debagacina
Bagacina Pó debagacina
Massa volúmicaimpermeável
Massa volúmica seca Massa volúmicasaturada com superfície
seca
Mas
sa v
olú
mic
a (k
g/m
³)
Ensaiado Fornecedor
4.10
4.1.3 Baridade e volume de vazios
O presente subcapítulo tem como objectivo apresentar e analisar os resultados obtidos para a
massa volúmica aparente (baridade) e volume de vazios, resultantes da campanha experimental. Os
resultados obtidos estão apresentados no Quadro 4.8 e representados na Figura 4.12 e Figura 4.13.
Quadro 4.8 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados.
Figura 4.12 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados.
Figura 4.13 - Volume de vazios dos agregados ensaiados.
A baridade de um material depende, essencialmente, da granulometria, dimensão das partículas
e massa volúmica dos agregados. Como é possível verificar no Quadro 4.8, os agregados grossos
normais apresentam valores semelhantes de massa volúmica e baridade, tal como sucede em
relação aos agregados finos normais.
Brita 1 2622 1376 48%
Bago de arroz 2641 1370 48%
Areia grossa 2577 1519 41%
Areia fina 2584 1593 38%
Bagacina 1556 705 55%
Pó de bagacina 1963 1015 48%
Volume de vazios
(%)
Baridade
(kg/m³)
Massa volúmica seca
(kg/m³)Agregado
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
Brita 1 Bago dearroz
Areiagrossa
Areia fina Bagacina Pó debagacina
Bar
idad
e (k
g/m
³)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Brita 1 Bago dearroz
Areiagrossa
Areia fina Bagacina Pó debagacina
Vo
lum
e d
e va
zio
s (%
)
4.11
Os resultados obtidos para os agregados leves naturais de bagacina e pó de bagacina foram de
705 e 1015 kg/m³. Como mencionado no subcapítulo 4.1.2., o agregado leve fino, que advém do
mesmo material, apresenta uma dimensão das partículas mais pequena face à dos agregados leves
grossos, resultando assim em maiores valores de massa volúmica e, consequentemente, de
baridade.
É de salientar que os agregados grossos de bagacina apresentam a maior percentagem de
vazios, o que se deveria traduzir a forma mais alongada e a granulometria menos extensa deste tipo
de agregado face aos restantes.
Observa-se através da Figura 4.14 que os resultados obtidos na presente campanha
experimental estão dentro do expectável, segundo a ficha técnica dos agregados leves de escórias
disponibilizados pela empresa fornecedora.
Figura 4.14 - Comparação entre os resultados obtidos na campanha experimental e os facultados pelo fornecedor.
4.1.4 Índice de forma
O presente ensaio permite definir a forma geométrica das partículas a partir da percentagem de
partículas não cúbicas presentes no agregado. Uma vez explícito na norma que o ensaio abrange os
agregados de granulometria entre 4 e 63 mm, apenas a brita 1 e a bagacina foram testadas. O bago
de arroz não foi incluído no procedimento visto que, uma parcela considerável de partículas situa-se
abaixo dos 4 mm.
Os resultados obtidos para o índice de forma dos agregados ensaiados apresentam-se no
Quadro 4.9.
Quadro 4.9 - Índice de forma obtidos para a brita 1 e bagacina.
Como é possível observar através do Quadro 4.9 a bagacina apresenta menor percentagem de
partículas não cúbicas face à brita 1. O facto de a bagacina possuir um baixo índice de forma pode
estar relacionado com a fragilidade da sua estrutura. Desta forma o agregado toma uma forma mais
cúbica quando submetido a processos de extracção, britagem e transporte, entrando em roturas nas
zonas mais frágeis, ou seja, nas zonas alongadas. Por outro lado a brita 1, sendo um agregado que
0
200
400
600
800
1000
1200
Bagacina Pó de bagacina
Bar
idad
e (k
g/m
³)
Ensaiada Fornecedor
Agregado ΣM1 (g) ΣM2 (g) IF (%)
Brita 1 375,2 120,7 22,2
Bagacina 232,0 40,2 17,3
4.12
apresenta maior resistência, não se fragmenta com tanta facilidade, o que permite que as partículas
adquiram forma lamelar. Tendo em conta os resultados obtidos para o índice de forma e o teor de
vazios estimado no Quadro 4.8, conclui-se que o maior valor desta propriedade, obtido para a
bagacina, deverá estar relacionada essencialmente com a sua menor extensão granulométrica.
Uma vez que, a forma mais alongada das partículas provoca uma redução da trabalhabilidade
dos betões, é de esperar que o betão produzido com brita 1 apresente uma menor trabalhabilidade
quando comparado com o betão produzido com bagacina.
4.1.5 Resistência ao esmagamento
A resistência dos agregados influencia fortemente a resistência dos betões, e no caso dos betões
leves a sua rotura ocorre aquando da rotura dos agregados que os constituem devida à baixa
resistência destes.
De acordo com a norma especificada, a resistência ao esmagamento pode ser realizada apenas
para agregados leves de granulometria compreendida entre 4 e 63 mm. Desta forma, apenas o
agregado grosso de bagacina foi ensaiado. O resultado obtido para a resistência ao esmagamento
está apresentado no Quadro 4.10.
Quadro 4.10 - Resistência ao esmagamento da bagacina.
Como é observável pelo Quadro 4.10 a resistência ao esmagamento foi de 3,45 MPa, valor
abaixo do observado usualmente em agregados normais e agregados leves artificiais submetidos a
processos de cozedura para os quais se forma uma orla superficial mais resistente. A fraca
resistência ao esmagamento da bagacina resulta da sua estrutura muito porosa. Note-se, no entanto,
que a resistência ao esmagamento não traduz a capacidade real do agregado no betão, dado que por
efeito de confinamento este consegue atingir níveis de eficiência superiores quando inseridos na
pasta.
4.2 Comportamento dos betões no estado fresco
No presente ponto analisa-se o comportamento do betão produzido no estado fresco. Os ensaios
realizados para este feito consistiram na determinação do abaixamento por intermédio do cone de
Abrams e da massa volúmica fresca.
4.2.1 Abaixamento
O ensaio do abaixamento permite avaliar indirectamente a trabalhabilidade de um certo betão.
No estudo das composições dos betões o valor da trabalhabilidade foi definido para o intervalo de
120 ± 20 mm, inserindo-se na classe de consistência S3, de acordo com a EN 206-9 (2010). O ensaio
de Abraams é afectado pela massa volúmica do betão, dado que é esta a força motriz responsável
Agregado Fmédia (KN) Resistência ao esmagamento (MPa)
Bagacina 35,2 3,45
4.13
pelo abaixamento do betão. Dessa forma, para idênticas trabalhabilidades, o abaixamento tende a ser
inferior nos betões leves. Por outro lado, os betões leves devido a possuírem menor massa e menor
inércia são mais susceptíveis a pequenas diferenças na sua composição, apresentando maior
sensibilidade na variação do abaixamento. Finalmente, a maior absorção neste tipo de agregados
dificultam ainda o controlo mais rigoroso do abaixamento neste tipo de betão. Desse modo, assume-
se um intervalo ligeiramente superior para os limites de consistência dos betões leves.
Os abaixamentos registados para cada tipo de composição produzida vêm apresentados e
representados no Quadro 4.11 e Figura 4.15.
Quadro 4.11 - Valores obtidos para o abaixamento.
Figura 4.15 - Valores de abaixamento obtidos e intervalo de tolerância permitido.
De referir ainda que os resultados obtidos do abaixamento nos diferentes betões produzidos
respeitam o intervalo definido pela norma NP EN 206-1 (2005) e que não foram observados
quaisquer efeitos de segregação ou exsudação.
Uma vez que os agregados de bagacina apresentam uma geometria mais cúbica face à brita 1,
seria de esperar que o BL apresentasse uma trabalhabilidade superior ao BN, facto que não é claro
no Quadro 4.11. Ao contrário do que sucede nos betões de elevado desempenho (a/c = 0,35),
verifica-se que o abaixamento nas composições com agregados leves, para uma relação de a/c de
0,56, é inferior ao obtido no betão de agregados normais. Conforme referido, a menor massa
volúmica dos BL (cerca de 15%), impõe uma menor acção no ensaio de abaixamento (Hossain 2006,
Bogas 2011).
Além dos ensaios de controlo realizados antes das betonagens (teor de água e absorção aos 30
minutos) foi ainda determinada a absorção da bagacina após a amassadura, de modo a verificar
Composição Relação a/c SP (%)* Abaixamento (cm)
BN 56 0,56 - 12,0
BL 56 0,56 - 9,5
BAFL 56 0,56 - 9,5
BN 35 0,35 0,65 12,0
BL 35 0,35 0,7 14,0
BAFL 35 0,35 0,65 14,0
* SP (%) - Superplastificante em % de massa de cimento
0123456789
10111213141516
Ab
aixa
me
nto
(cm
)
Composições
BN 56
BL 56
BAFL 56
BN 35
BL 35
BAFL 35
BN BL BAFL
4.14
quaisquer alterações na relação a/c efectiva. Foi verificado que a absorção do agregado após a
amassadura (10,3%) foi inferior ao obtido no ensaio aos 30 minutos (11,7%), resultando assim
apenas num possível ligeiro aumento da relação a/c efectiva de 0,56 para 0,58. Este aumento não se
verificou influente na alteração da consistência dos betões produzidos. Face às pequenas diferenças
obtidas, pode-se considerar que os betões foram produzidos com a relação a/c e trabalhabilidade
pretendidas.
Os BEAL com dosagem de cimento igual a 440 kg/m³ (relação a/c de 0,35), apresentam valores
de abaixamento superiores ao obtido para o BN, respectivo. Tal como referido, isso justifica-se pelo
facto de os BEAL apresentarem uma maior sensibilidade a pequenas variações do volume e das
características da pasta. Uma variação de 0,1% na dosagem de adjuvante pode induzir um aumento
superior a 5 cm no abaixamento para os BEAL, enquanto que para os BN essa sensibilidade não é
tão notória (Bogas 2011), tal como é possível verificar através da Figura 4.16. Este efeito sobrepõe-se
ao efeito “gravítico” mencionado no parágrafo anterior.
Figura 4.16 - Comparação entre as curvas - S de Mortsell, para BN, e as curvas modificadas para BEAL (EuroLightConR5
2000).
É importante referir que o valor de superplastificante a incluir foi ajustado de maneira a permitir
obter o abaixamento desejável, resultando desta forma em pequenas variações na percentagem final,
como é possível constatar no Quadro 4.11.
Em geral, pode concluir-se que os valores obtidos são semelhantes entre si em termos de
trabalhabilidade. O facto de se substituir o agregado grosso normal por bagacina não prejudica a
trabalhabilidade do betão. Deste modo, não é necessário proceder a correcções adicionais na
composição dos betões com bagacina de forma a obter as trabalhabilidades pretendidas.
Os ensaios de controlo de absorção demonstraram a eficiência do método utilizado para
determinar a absorção de água da bagacina durante a mistura.
4.2.2 Massa volúmica fresca
No Quadro 4.12 apresentam-se os resultados médios obtidos para a massa volúmica fresca dos
betões produzidos na presente campanha experimental. No mesmo quadro apresentam-se ainda o
coeficiente de variação (Cv) e a variação percentual (∆) dos BL face aos BN, estando este último
representado na Figura 4.17.
4.15
Quadro 4.12 - Massa volúmica fresca experimental e teórica para as composições estudadas.
Figura 4.17 - Valores da massa volúmica fresca dos BL relativamente ao BN.
Como era esperado, a massa volúmica no estado fresco diminuiu à medida que são incorporados
agregados leves na mistura. Uma vez que a bagacina (1556 kg/m³) é incorporada no betão em
substituição da brita 1 (2622 kg/m³) e do bago de arroz (2641 kg/m³), ocorre uma diminuição de 14,2
e 13,8% na massa volúmica, para a relação a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. No betão com pó de
bagacina como agregado fino (60%), é possível verificar que este apresenta valores de massa
volúmica fresca apenas ligeiramente inferiores ao da série BL. A fracção fina que outrora era
composta por areia grossa (2577 kg/m³) e areia fina (2584 kg/m³) é agora substituída por areia fina e
pó de bagacina (1963 kg/m³). O facto de este apresentar valores muito próximos, mas ligeiramente
abaixo da série BL, tem origem no agregado fino incorporado na composição, pois o pó de bagacina,
embora apresente menor massa volúmica seca face às areias normais, corresponde ainda a um valor
consideravelmente superior face ao agregado grosso de bagacina.
É ainda de notar que as massas volúmicas obtidas para a composições de relação a/c igual a
0,35 apresentam valores superiores quando comparados com as respectivas composições mas de
relação a/c de 0,56. Isto resulta da menor dosagem de cimento e maior quantidade de água utilizada
nos betões de a/c = 0,56.
Na Figura 4.18, apresenta-se a relação entre a massa volúmica fresca calculada e a massa
volúmica fresca obtida durante a campanha experimental. Dado ser importante estimar a massa
volúmica fresca nos BEAL, foi avaliado o erro associado ao valor de cálculo e experimental.
Composição Massa volúmica teórica (kg/m³) Massa volúmica (kg/m³) Cv ∆
BN56 2288 2288 2,7% -
BL 56 1954 1962 7,6% -14,2%
BAFL 56 1870 1942 1,5% -15,1%
BN 35 2370 2332 2,1% -
BL 35 2035 2010 7,8% -13,8%
BAFL 35 1947 1989 1,8% -14,7%
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
Mas
sa v
olú
mic
a fr
esc
a re
lati
va a
o B
N
Composições leves
a/c = 0,56
a/c = 0,35
BL BAFL
4.16
Figura 4.18 - Relação entre a MV teórica e a obtida em ensaio.
Por análise do gráfico da Figura 4.18, verifica-se que os valores obtidos são, em geral, muito
semelhantes, apresentando erros de 0,5 a 2%. Estas diferenças podem estar associadas a pequenas
variações de massa volúmica dos componentes e diferenças na absorção do agregado e do teor de
ar presente na mistura. O betão BAFL 56 apresentou um erro na ordem dos 4%, demonstrando um
valor superior na massa volúmica fresca experimental. Como tal, pode ter ocorrido maior absorção de
água no pó de bagacina, cujo controlo de absorção é mais difícil.
Kiliç et al. (2009) obtiveram um decréscimo de massa volúmica no betão produzido com
agregados naturais de escórias de 17% face ao betão normal de referência. Apesar de não poder ser
directamente comparável, devido ao facto de tanto o agregado grosso como o fino serem
exclusivamente escória, os resultados foram semelhantes aos obtidos no presente trabalho.
No estudo realizado pelo grupo EuroLightCon (2000) são apresentados valores compreendidos
entre 1718 e 1927 kg/m³ para a massa volúmica fresca de betões de escórias vulcânicas (1090
kg/m³). Para a relação a/c de 0,36 foi obtido uma massa volúmica de 1827 kg/m³, valor que não é
directamente comparável com o obtido no presente trabalho, pois a diferença na massa volúmica do
agregado (30%) assim não o permite.
4.3 Massa volúmica no estado endurecido
A massa volúmica é a principal propriedade dos BEAL que os distingue dos betões
convencionais. A par da resistência à compressão, a massa volúmica define o critério de
dimensionamento para os betões leves (Bogas 2011).
No Quadro 4.13, apresentam-se os valores obtidos da massa volúmica dos betões curados em
ambiente húmido, aos 28 dias de idade (ρ28d), os valores da massa volúmica seca (ρs) e as
respectivas classes de massa volúmica. Ainda no mesmo quadro, apresenta-se o coeficiente de
variação em relação à massa volúmica seca e a diferença percentual da massa volúmica seca nos
BEAL em relação aos respectivos BN. Na Figura 4.19 apresentam-se os valores das massas
volúmicas presentes no Quadro 4.13 para as composições formuladas.
R² = 0,9756
1700
1800
1900
2000
2100
2200
2300
2400
2500
1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400 2500
Mas
sa v
olú
mic
a te
óri
ca (
kg/m
³)
Massa volúmica obtida (kg/m³)
4.17
Quadro 4.13 - Massas volúmicas experimentais e respectivas classes.
Figura 4.19 - Massa volúmica aos 28 dias de idade e massa volúmica seca.
Refira-se que as principais propriedades dos BEAL estão relacionadas com a massa volúmica
seca. No entanto, a massa volúmica aos 28 dias dá uma melhor ideia da massa volúmica máxima
associada aos betões leves em estruturas reais. Por sua vez, a massa volúmica de equilíbrio
considerada para o dimensionamento estrutural corresponde à massa volúmica seca adicionada de
cerca de 50 kg/m³, que depende das condições de secagem e impermeabilização do betão (ACI
213R).
Analisando o Quadro 4.13 e a Figura 4.19 é possível verificar uma redução na massa volúmica
seca em relação ao betão convencional na ordem dos 18 e 23% nos BL e BAFL, respectivamente.
Assim, verifica-se que a utilização de bagacina como agregado grosso e a substituição parcial dos
agregados finos naturais por pó de bagacina permitem a produção de betões estruturais pertencentes
à classe de massa volúmica D1.8. Em relação aos betões de elevado desempenho, a bagacina e o
pó de bagacina permitem produzir betões de classe D1.8 - D2.0.
A substituição dos agregados grossos normais por agregados leves de bagacina (BL) permitiu
atingir reduções médias na ordem dos 360 e 390 kg/m³ para a massa volúmica aos 28 dias e massa
volúmica seca, respectivamente. Conforme se verá em §4.4.1 estas reduções são bastante
satisfatórios face aos níveis de resistência atingidos pelos betões.
Quando se substitui 60% do agregado fino por pó de bagacina (BAFL), o valor da redução da
massa volúmica é mais importante na massa volúmica seca do que na massa volúmica aos 28 dias,
apresentando uma redução na ordem dos 115 kg/m³ para o primeiro caso e cerca de 50 kg/m³ para o
segundo, face ao BL. Como esperado, a quantidade de água absorvida pelo agregado fino leve,
Composição Massa volúmica 28 dias (kg/m³) Massa volúmica seca (kg/m³) Cv ∆ Classe
BN 56 2342 2151 0,07% - -
BL 56 1998 1762 0,01% -18% D1.8
BAFL 56 1951 1651 0,31% -23% D1.8
BN 35 2460 2293 0,17% - -
BL 35 2070 1903 0,24% -17% D2.0
BAFL 35 2015 1788 0,41% -22% D1.8
1500
1600
1700
1800
1900
2000
2100
2200
2300
2400
2500
BN 56 BL 56 BAFL 56 BN 35 BL 35 BAFL 35
Mas
sa v
olú
mic
a (k
g/m
³)
Massa volúmica 28 dias (kg/m³) Massa volúmica seca (kg/m³)
4.18
apesar de apresentar menor massa volúmica face á areia natural, reduz significativamente a
diferença entre os BEAL. Essa diferença, contudo, dilui-se ao longo do tempo.
Na Figura 4.20, apresenta-se a relação entre a diferença da massa volúmica seca e a massa
volúmica aos 28 dias de idade. Destaca-se a tendência para essas diferenças serem superiores para
valores de massa volúmica menores, pois os agregados com maior porosidade estão associados a
valores superiores de absorção de água.
Figura 4.20 - Relação entre a (ρ28d-ρs)/ρs e a massa volúmica seca.
4.4 Comportamento dos betões no estado endurecido
No presente subcapítulo, pretende-se analisar os resultados obtidos nos ensaios efectuados ao
betão no estado endurecido, e compará-los, sempre que possível, com resultados documentados na
literatura consultada. O estudo das propriedades do betão no estado endurecido apresenta-se
dividido em duas partes relativas à caracterização mecânica e de durabilidade, nomeadamente tendo
em conta as seguintes propriedades: resistência à compressão; resistência à tracção; módulo de
elasticidade; retracção; absorção capilar; resistência à carbonatação; resistência à penetração de
cloretos.
4.4.1 Resistência à compressão
Neste ponto, é caracterizado a resistência à compressão dos betões estudados na presente
dissertação, onde é analisado a influência do tipo de agregado, o comportamento relativo dos BL face
aos BN, a evolução da resistência mecânica, a resistência limite nos BL, a eficiência estrutural e
ainda a influência da relação a/c, teor de cimento e adjuvantes.
Os resultados obtidos para a resistência à compressão média (fcm) apresentam-se no Quadro
4.14. Apresentam-se ainda o coeficiente de variação (Cv), a variação percentual (∆) dos BL face aos
BN e a classe associada aos betões estudados. A evolução da resistência dos betões analisados
está representada graficamente na Figura 4.21.
R² = 0,8561
0
5
10
15
20
1600 1800 2000 2200 2400
(ρ2
8d
-ρs)
/ρs
(%)
ρs (kg/m³)
BN
BL
BAFL
4.19
Quadro 4.14 - Resistência à compressão nas idades estudadas e outros parâmetros.
Figura 4.21 - Evolução da resistência à compressão dos betões analisados.
4.4.1.1 Caracterização geral dos betões
De acordo com o Quadro 4.14 é possível verificar que os betões formulados com bagacina
desenvolvem resistências aos 28 dias de idade na ordem de 33,2 e 57,5 MPa, para relações de a/c
de 0,56 e 0,35, respectivamente. Considerando, em concordância com a NP EN 206-1 (2005), que o
limite inferior para betões estruturais pertence à classe LC 20/22 e que para valores superiores à
classe de resistência LC 50/55 estes são considerados betões de elevada resistência, é possível
classificar os betões leves estudados como de resistência “moderada”.
Com base na variação percentual apresentada do Quadro 4.14 e da análise da Figura 4.21 é
possível verificar que a substituição de agregados de massa volúmica normal por agregados leves de
escória conduz a uma redução significativa na resistência à compressão, na ordem dos 19% para os
BL e de 27% para os BAFL. Tal era esperado, dado que o agregado leve de escória apresenta uma
rigidez e capacidade resistente inferior à dos agregados de massa volúmica normal.
Como referido, a resistência dos BEAL é afectada pela capacidade resistente dos agregados,
sendo essa influência tanto mais importante quanto mais elevada for a resistência da argamassa e
maior for a idade de ensaio. Ou seja, o comportamento destes betões é fortemente afectado pela
resistência limite definida como sendo a resistência do betão a partir da qual a rigidez da argamassa
é superior à do agregado. Por sua vez, a capacidade dos betões é limitada superiormente pelo
patamar de resistência, definido como o nível de resistência a partir do qual o incremento adicional da
BN 56 20,3 31,8 34,8 44,9 50,2 1,6% - -
BL 56 14,6 22,7 28,4 36,8 40,8 1,7% -18,2% LC30/33
BAFL 56 12,0 18,8 24,7 33,2 36,8 1,3% -26,0% LC25/28
BN 35 45,6 57,3 66,0 72,2 79,8 4,5% - -
BL 35 35,2 47,6 49,7 57,5 58,2 3,1% -20,4% LC40/44
BAFL 35 - - 47,8 51,9 - 1,2% -28,1% LC35/38
Classe∆,28dCv,28d fcm,90d
(MPa)
fcm,28d
(MPa)
fcm,7d
(MPa)
fcm,3d
(MPa)
fcm,1d
(MPa)Composição
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0 20 40 60 80 100
Res
istê
nci
a à
Co
mp
ress
ão (
MP
a)
Idade (dias)
BN 56
BN 35
BL 56
BL 35
BAFL 56
BAFL 35
4.20
qualidade da argamassa tem um efeito pouco significativo na resistência do betão. É possível verificar
através da Figura 4.22 que os betões de dosagem a/c = 0,56 apresentam perdas de resistência face
aos BN inferiores aos de a/c = 0,35, estando os primeiros mais próximos da resistência limite e mais
afastados do patamar de resistência. Assim, tal como referido por outros autores (Bogas 2014, Holm
2000, Chandra 2003), a perda de resistência dos BEAL face aos BN tende a ser superior em misturas
de maior compacidade. De facto, é verificado que o aumento de resistência resultante de um
aumento na dosagem de cimento e redução na relação a/c são menos importantes nos BEAL do que
nos BN.
Figura 4.22 - Resistência relativa dos BEAL em relação aos BN de iguais relações a/c.
Com a substituição de parte do agregado fino por agregado leve de escória (60% pó de
bagacina) ocorreu uma redução da resistência na ordem dos 10% face aos BEAL de agregados finos
normais. Estes valores corroboram o referido no FIP (1983), em que para iguais relações a/c as
diferenças entre resistências nos BEAL produzidos com AFE ou finos normais são normalmente
pequenas, o que leva a crer que este tipo de agregado tem uma menor influência face aos agregados
grossos leves.
Esta redução na resistência está associada ao facto de as partículas de AFE possuírem uma
menor resistência, proporcionando um decréscimo na capacidade resistente da argamassa. É
importante referir que para a mesma consistência é, em geral, necessário adicionar mais água,
levantando o problema de se tornar muito complicado quantificar a água absorvida pelas partículas e
a consequente determinação rigorosa da relação a/cefectivo e estimativa da resistência (Holm 2000),
(Chandra 2003). Por outro lado, os BEAL são menos susceptíveis a eventuais variações na relação
a/c, tornando-se este factor menos importante face aos BN.
Na Figura 4.23 está representada a relação entre a resistência à compressão dos betões e as
relações a/c utilizadas na formulação das misturas.
Como seria de esperar, a resistência dos betões aumenta com o incremento da relação a/c.
Porém, esse incremento é superior nos BN, dado o agregado apresentar maior rigidez e capacidade
resistente face à argamassa envolvente e, como tal, existe uma maior influência da argamassa na
resistência. No caso do BL, o aumento da resistência é mais ténue, divergindo da evolução
observada nos BN. Confirma-se assim que betões com relações a/c baixas trabalham perto do
100 100
82 80 74 72
-
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
a/c = 0,56 a/c = 0,35
Res
istê
nci
a d
os
BEA
E re
lati
va a
o B
N a
os
28
dia
s (%
)
BN BL BAFL
4.21
“patamar de resistência”. Nos BAFL esse aumento é ainda inferior, mesmo face aos BL, existindo
uma maior proximidade do patamar de resistência. Esta menor evolução nos BAFL resulta da própria
argamassa ter um “patamar de resistência”, devido à introdução do pó de bagacina.
Figura 4.23 - Relação entre a resistência à compressão com a relação a/c.
Na Figura 4.24, apresenta-se a relação entre a resistência à compressão em cubos e cilindros
aos 28 dias de idade. É possível verificar a forte correlação existente entre os resultados obtidos para
os dois tipos de espécimes. Este resultado corrobora o referido por Bogas (2011).
Figura 4.24 - Relação entre a resistência à compressão em cubos (15 cm de aresta) e cilindros (⏀15x30 cm).
A expressão (4.1) exprime a correlação entre os dois tipos de ensaio resultante da regressão
linear dos valores apontados na Figura 4.24.
(4.1)
Em média a resistência à compressão nos espécimes cilindros foi de 92% da resistência obtida
nos espécimes cúbicos. Esta relação está de acordo com as relações médias referidas pelo FIP
0
10
20
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60
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MP
a)
Relação a/c
BN
BL
BAFL
0,56 0,35
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50
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20 30 40 50 60 70 80 90
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ub
os,
28
dia
s (M
Pa)
Resistência à compressão cilindros, 28 dias (MPa)
4.22
(1989) e pela NP EN 206-1 (2005), para BEAL. Destaca-se o facto de a relação obtida ser
praticamente independente do tipo de agregado utilizado.
4.4.1.2 Resistência limite
Quando se procede ao estudo dos BEAL, torna-se importante ter a noção do valor da “resistência
limite” e do “patamar de resistência” associadas a um dado tipo de agregado leve. Deste modo, a
resistência dos BEAL é condicionada pela resistência e rigidez da pasta cimentícia, dos agregados
utilizados na mistura e ainda da zona de interface entre os agregados e a argamassa. Se o agregado
leve em questão apresentar uma rigidez e capacidade resistente igual ou superior à da argamassa, o
betão leve produzido irá ter um comportamento semelhante ao dos BN. Caso contrário, os agregados
participam menos na transmissão de tensões a que está sujeito, sendo esta transmissão
preferencialmente realizada através da argamassa e contornando o agregado. Neste caso, a
argamassa é mais solicitada, conduzindo a um BEAL menos resistente do que a argamassa.
A “resistência limite” (ft) foi determinada a partir de cubos de 15 cm produzidos com argamassas
de igual composição às utilizadas nos betões com agregado grosso de bagacina “Arg 56” e “Arg 35”.
A determinação deste parâmetro foi efectuado através do método empírico utilizado por Chen et al.
(1995) e Bogas (2011), que consiste na intersecção de duas rectas de regressão, que melhor se
ajustam à relação entre a resistência à compressão, em cada idade de ensaio, do BL e da argamassa
de igual composição à utilizada nos respectivos betões.
Figura 4.25 - Regressão entre a resistência nos betões de bagacina e a resistência da argamassa de composição
semelhante à utilizada na produção dos mesmos betões.
Na Figura 4.25, cada regressão pertence ao grupo de resultados para a mesma relação a/c, onde
se destaca o facto de a regressão pertencente ao BL56 apresentar um comportamento semelhante
ao da recta y = x, ou seja, a resistência do betão assemelha-se à resistência da argamassa até aos
28 dias de idade. De referir, que o resultado referente ao 1º dia de idade no BL 35 foi excluído do
gráfico, de modo a obter um melhor ajuste da regressão.
Obtém-se um valor mínimo da resistência limite com base nos resultados da resistência até à
idade de 7 dias (BL56), pois, como é possível verificar através da Figura 4.25, até esta data o
desenvolvimento da resistência do BL é semelhante ao da respectiva argamassa. Os restantes
pontos são abrangidos pela regressão 2.
y = 0,9854x - 2,6769R² = 0,9926
y = 0,6633x + 10,362R² = 0,8738
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0 70,0 80,0 90,0
Re
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ên
cia
à c
om
pre
ssã
o B
L (M
Pa
)
Resistência à compressão Arg (MPa)
reg1
reg2ft = 37,2 MPa
y = 0,8977x - 0,715R² = 0,9971
y = 0,7193x + 6,2408R² = 0,8681
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
70,0
80,0
90,0
0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0 70,0 80,0 90,0
Res
istê
nci
a à
com
pre
ssão
BL
(MP
a)
Resistência à compressão Arg (MPa)
reg 1
reg 2
ft = 34,3 MPa
4.23
Após o cálculo das intersecções, é possível concluir que, para betões leves produzidos com
agregados grossos de bagacina e finos normais, a resistência limite deve estar inserida no intervalo
de valores compreendido entre cerca de 34 e 37 MPa. Ou seja, até valores próximos desta
resistência, os betões com bagacina apresentam comportamentos semelhantes aos betões
convencionais, o que lhes permite atingir níveis de eficiência estrutural mais elevados.
Com o objectivo de se confirmar os valores de resistência limite estimados, foi utilizado um
método semi-empírico sugerido por Chandra (2003), expressão 4.2, que tem como finalidade o auxílio
à formulação de betões com agregados grossos leves e finos normais. Os autores assumem que a
resistência do betão a formular é em função da capacidade resistente do agregado leve e da própria
argamassa, tendo em conta o comportamento bifásico do betão.
(4.2)
Onde,
- Resistência média à compressão do betão (MPa);
- Volume de agregado leve no betão (m³/m³);
- Capacidade resistente do agregado leve no betão (MPa).
- Volume de argamassa no betão (m³/m³);
- Resistência média à compressão da argamassa de composição semelhante à
utilizada na produção dos BEAL e ensaiada em provetes de iguais dimensões (MPa).
A expressão (4.2) permite estimar a resistência do agregado leve no betão desde que se
conheçam os restantes parâmetros. O modelo utilizado é apenas válido quando é ultrapassada a
resistência limite do betão, ou seja, quando o agregado e a argamassa participam ambos na
resistência à compressão. Assim, para esta relação, são tidos em conta os pares de valores (fcm, farg)
que se encontram suficientemente afastados da resistência limite (local de conflito entre o
comportamento bifásico do betão e o comportamento governado pela capacidade da argamassa).
Quadro 4.15 - Estimativa da resistência do agregado no betão segundo a expressão 4.2.
Como é possível verificar através do Quadro 4.15 o valor da resistência do agregado no betão
toma valores na ordem dos 38 MPa, valor que é semelhante ao estimado a partir da Figura 4.25.
Isto permite concluir que para valores de fal inferiores a 38 MPa o betão produzido com
agregados grossos de bagacina é governado pela resistência da argamassa. No caso de a
resistência do agregado ser superior a 38 MPa, a resistência do betão é igualmente condicionada
pelo agregado, podendo ser estimada com base na expressão (4.2).
Composição
Idade (dias) fcm (MPa) farg (MPa) Val (m³/m³) Varg (m³/m³)
BL 35, 3d 48 54,5 0,374 0,626 38,0
BL 35, 90d 58,2 73,6 0,374 0,626 39,3
Parâmetros conhecidosfal (MPa)
4.24
Assim, sabendo a fal associada à bagacina, é possível estimar a resistência de um dado betão
produzido com este tipo de agregado bastando, para tal, conhecer o volume de agregado a utilizar no
betão e a curva de desenvolvimento da resistência da argamassa a utilizar nessa mesma mistura.
4.4.1.3 Evolução da resistência à compressão
Nas Figuras 4.26 e 4.27 são apresentadas as curvas de evolução da resistência dos betões
formulados, bem como das argamassas produzidas, ao longo das idades de ensaio. Verifica-se que a
resistência nos BEAL evolui de forma semelhante à dos betões convencionais até uma dada idade,
tornando-se posteriormente menos evolutiva para idades superiores. Na Figura 4.26, verifica-se que a
resistência nos BEAL de a/c = 0,56 deixa de evoluir paralelamente à do betão convencional a partir
dos 7 dias de idade. Porém, não se atinge o “patamar de resistência”, pois verifica-se que a
resistência evolui progressivamente até à última data de ensaio (90 dias). Do Quadro 4.14 confirma-
se que para idades superiores aos 7 dias, a resistência nos BEAL é superior à sua resistência limite.
Logo, o desenvolvimento da resistência deixa de depender apenas da argamassa, passando a
depender também da contribuição da bagacina, divergindo desta forma do desenvolvimento da
argamassa e do betão convencional BN56.
Na Figura 4.27 constata-se que a evolução da resistência nos BEAL com a/c = 0,35 deixa de
evoluir significativamente a partir dos 3 dias de idade. No Quadro 4.14 verifica-se que a resistência
limite é atingida logo após o primeiro dia de idade, o que justifica a divergência desde muito cedo da
evolução da resistência do BL35 face à argamassa e ao BN 35. É possível constatar que a evolução
da resistência no BL35 parece estagnar nas idades mais avançadas, isto é, o betão parece atingir o
seu “patamar de resistência”.
Figura 4.26 - Evolução da resistência média à compressão
para as misturas com a/c = 0,56.
Figura 4.27 - Evolução da resistência média à compressão
para as misturas com a/c = 0,35.
É importante referir que no caso dos BAFL, a substituição parcial de areia natural por areia leve
de pó de bagacina vai influenciar a resistência da argamassa, e faz com que a própria argamassa
tenha a sua “resistência limite”. Como tal, resulta em uma resistência limite menor face aos BEAL
formulados com areias naturais.
De acordo com Virlogeux (1986) a evolução rápida da resistência nos primeiros dias de idade
que é usualmente observada nos BEAL resulta de duas razões: o aumento de temperatura devido às
reacções exotérmicas de hidratação do cimento faz se sentir mais nos BEAL, devido ao facto de os
agregados leves apresentarem menor condutividade térmica, acelerando o processo de evolução de
0
10
20
30
40
50
60
0 20 40 60 80 100
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a)
Idade (dias)
BN 56
BL 56
BAFL 56
Arg 56
0
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40
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70
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o (
MP
a)
Idade (dias)
BN 35
BL 35
BAFL 35
Arg 35
4.25
resistência; a menor resistência dos agregados leves limita a evolução da resistência do betão, e
como a evolução da resistência faz-se em relação aos 28 dias de idade, subsiste uma aceleração
aparente do endurecimento do betão.
Ainda através das Figuras 4.26 e 4.27 e do Quadro 4.15 é verificado que a bagacina ao ser
utilizada como agregado grosso leve permite a produção de betões com resistências à compressão
compreendidas entre cerca de 30 a 60 MPa, conduzindo a betões de resistência “moderada” a
“elevada resistência”.
A Figura 4.28 apresenta a evolução da resistência à compressão dos betões formulados em
termos de coeficiente do endurecimento, , que é determinado segundo a expressão (4.3).
(4.3)
Onde,
- Coeficiente de endurecimento em relação aos 28 dias de idade (%);
- Resistência média à compressão do betão na idade (MPa);
- Resistência média à compressão do betão aos 28 dias de idade (MPa).
As curvas resultantes da expressão (4.3) foram comparadas com a curva resultante da
expressão (4.4) proposta pela NP EN 1992-1-1 (2010) (EC2) para a caracterização da evolução
média da resistência, onde: e correspondem à resistência média à compressão para
uma certa idade e para os 28 dias de idade, respectivamente; refere a idade do betão (dias); é o
coeficiente que depende do tipo de cimento utilizado nas misturas, em que no presente caso foi
considerado igual a 0,2, por se tratar de um “cimento rápido” (NP EN 1992-1-1 2010).
[ (
)
] (4.4)
Figura 4.28 - Coeficientes de endurecimento para os betões estudados e comparação com a expressão sugerida na NP
EN 1992-1-1 (2010): a) a/c = 0,56; b) a/c = 0,35.
Na Figura 4.28 confirma-se as tendências referidas para a evolução dos BEAL. Para os betões
de relação a/c igual a 0,56, a relação entre a resistência aos 7 e 28 dias foi de 77%, 77% e 74% para
os BN, BL e BAFL, respectivamente. Em geral, verifica-se que a expressão (4.4) traduz de forma
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Co
efi
cie
nte
de
en
du
reci
me
nto
(%
)
Idade (dias)
BN 0,56 BL 0,56 BAFL 0,56 NP EN 1992-1-1 (2010)
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Co
efi
cie
nte
de
en
du
reci
me
nto
(%
)
Idade (dias)
BN 0,35 BL 0,35 BAFL 0,35 NP EN 1992-1-1 (2010)
a) b)
4.26
razoável as curvas de evolução médias obtidas na campanha experimental, onde apenas nos 7 dias
os valores obtidos são ligeiramente inferiores.
Aos 90 dias verifica-se que o desenvolvimento é muito semelhante nos diferentes tipos de
betões, apresentando um acréscimo na ordem de 11%, face à idade de 28 dias. Isto justifica-se pelo
facto de se utilizarem argamassas de baixa compacidade na produção dos betões, e como tal, estes
trabalham perto da sua resistência limite. Desde logo se denota que nenhum dos betões atinge a
longo prazo o seu patamar de resistência.
No caso dos betões com relação a/c igual a 0,35, constata-se relações entre a resistência aos 7
e 28 dias de 91, 87 e 92% para os BN, BL e BAFL, respectivamente. Estas relações são superiores
às obtidas nos betões de a/c = 0,56. Isso justifica-se, pois relações de a/c mais baixas conduzem a
maiores coeficiente de endurecimento. Pela mesma razão, a curva de evolução sugerida no EC2
tente a subestimar a evolução real dos betões de maior compacidade.
Ao analisar a idade de 90 dias é possível observar que o BN35 apresenta um desenvolvimento
semelhante ao da curva sugerida pelo EC2, enquanto que o BL35 apresenta uma evolução pouco
significativa de apenas cerca de 1% face à idade de 28 dias, sugerindo a aproximação do patamar de
resistência. Bogas (2011) refere que a fraca evolução associada aos BEAL pode originar
consequências negativas na resistência a cargas de longa duração, o que obriga a que se imponham
coeficientes de segurança mais conservativos.
4.4.1.4 Eficiência estrutural
A eficiência estrutural é um parâmetro de elevada importância na avaliação dos BEAL, pois
relaciona as principais propriedades de caracterização destes betões, nomeadamente a massa
volúmica e a resistência à compressão, ao contrário do que se passa nos BN, onde os betões são
normalmente avaliados pela sua capacidade resistente à compressão.
No Quadro 4.16 estão apresentados os valores da eficiência estrutural (fcm/ρS) dos betões
estudados na campanha experimental e ainda a variação dos BEAL em relação aos betões
convencionais (∆).
Quadro 4.16 - Eficiência estrutural das composições estudadas.
Verifica-se que, para betões correntes (a/c = 0,56), o BL56 apresenta uma eficiência estrutural
semelhante à obtida no betão convencional, enquanto que o BAFL56 apresenta uma eficiência
ligeiramente inferior. Assim, em soluções onde a massa volúmica seja um critério condicionante no
dimensionamento, como, por exemplo, na reabilitação, os betões com bagacina apresentam-se como
soluções alternativas bastante viáveis.
Composição ∆
BN 56 -
BL 56 -0,1%
BAFL 56 -3,7%
BN 35 -
BL 35 -4,0%
BAFL 35 -7,8%
Eficiência estrutural, 28d (10³m)
2,09
2,09
3,15
2,01
2,90
3,02
4.27
No caso dos betões de relação a/c = 0,35, os BEAL apresentam valores de eficiência estrutural
inferiores aos obtidos nos BN, sendo tanto menor quanto maior for a percentagem de agregados
leves (grossos e finos) na mistura, pois a maior redução na resistência mecânica não é compensada
pela redução atingida na massa volúmica dos betões. Ainda assim são obtidas eficiências estruturais
muito semelhantes nos BN e nos BL com agregado grosso de bagacina.
Conforme esperado, constata-se que os valores da eficiência estrutural nos betões de elevada
compacidade (a/c = 0,35) originam eficiências bastante superiores, na ordem dos 30%, face aos
betões correntes. Maiores dosagens de cimento originam argamassas mais ricas, e desta forma, o
aumento verificado na resistência apresenta uma maior taxa de crescimento face ao da massa
volúmica, o que contribui para um aumento da eficiência estrutural. A incorporação de adjuvantes
com grande poder redutor de água (superplastificante) tem um importante contributo para o
desenvolvimento de betões mais eficientes (ACI 213R 2003). Nos betões de elevado desempenho, a
bagacina perde eficiência face aos BN dado que trabalham perto do patamar limite de resistência.
Nestes casos, a utilização de bagacina torna-se menos competitiva na produção de betões de
elevado desempenho.
A substituição parcial da areia normal por pó de bagacina conduz a uma perda de eficiência,
podendo a redução da massa volúmica não compensar a perda de resistência nem o custo de
aquisição. Contudo, a sua utilização pode justificar-se em casos onde a massa volúmica é o critério
de dimensionamento principal.
É importante referir que, em condições reais, a massa volúmica dos betões apresenta valores
superiores aos da massa volúmica seca, prejudicando, desta forma, a eficiência dos BEAL. Bogas
(2011) refere que a relação resistência/massa volúmica depende do teor de água presente nos
agregados, podendo afectar a massa volúmica e naturalmente a eficiência dos BEAL.
Na Figura 4.29, apresenta-se a relação entre a resistência à compressão e a massa volúmica
seca para os betões produzidos na campanha experimental, bem como os resultados obtidos por
Hossain (2006), Kiliç et al. (2009) e Assas (2012), para betões produzidos com agregados leves
naturais (escórias vulcânicas e pedra-pomes) e diferentes composições.
Verifica-se, em geral, a existência de uma tendência que aponta para um aumento da resistência
à compressão com o aumento da massa volúmica dos betões, onde é possível obter valores de
resistência na ordem dos 30 MPa para massas volúmicas de 1600 kg/m³ e de 40 - 50 MPa para
massas volúmicas de 1900 kg/m³.
Hossain (2006) considerou misturas com agregados de escórias de baixa qualidade em
substituição de agregados de massa volúmica normal, resultando em relações resistência/massa
volúmica secas mais baixas. Por outro lado, Kiliç et al. (2009) que substituíram pedra-pomes por
agregados de escória vulcânica de boa qualidade obtiveram valores, nas maiores percentagens de
escórias, semelhantes aos obtidos na formulação de relação a/c = 0,56 do presente trabalho.
4.28
Figura 4.29 - Relação entre a resistência à compressão e a massa volúmica seca aos 28 dias.
Assas (2012) obteve maiores valores de relação resistência/massa volúmica seca quando a
percentagem de finos leves presente na argamassa é baixa ou nula, e quando é incorporado sílica de
fumo à composição dos betões. Bogas (2011) obteve resultados superiores de relação
resistência/massa volúmica face ao presente trabalho para betões com agregados de argila
expandida, arlita e leca, evidenciando a melhor qualidade deste tipo de agregados na produção de
betões leves.
4.4.2 Resistência à tracção por compressão diametral
Neste ponto, é caracterizado a resistência à tracção por compressão diametral dos betões
estudados na presente dissertação, onde é analisado a influência do tipo de agregado,
comportamento relativo dos BL quando comparado com os BN e a influência da relação a/c.
Os resultados obtidos para resistência à tracção média (fctm) aos 28 dias de idade são
apresentados no Quadro 4.17. No mesmo quadro apresentam-se ainda os coeficientes de variação
(Cv), a variação percentual (∆) dos BL face aos BN e a resistência à compressão dos betões.
Quadro 4.17 - Resistência à tracção aos 28 dias de idade e outros parâmetros.
Na Figura 4.30 é possível constatar que a superfície de rotura nos BEAL atravessa os
agregados, o que prova que neste tipo de betões a resistência à tracção é governada pela
capacidade resistente do agregado. Por outro lado, a superfície de rotura no BN, contorna os
agregados, visto que a capacidade resistente do agregado é superior à da argamassa. A resistência à
tracção nestes betões é condicionada pelas características da zona de transição agregado/pasta.
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Massa volúmica (kg/m³)
BN (presente trabalho) BEAL (presente trabalho)
Hossain (2006) Kiliç (2009)
Assas (2012) Bogas (2011)
Composição fctm (MPa) Cv ∆ fcm,28d (MPa)
BN 56 3,9 5,8% - 44,9
BL 56 3,3 4,0% -15,4% 36,8
BAFL 56 2,7 3,5% -30,8% 33,2
BN 35 5,7 5,8% - 72,2
BL 35 3,9 8,9% -30,9% 57,5
BAFL 35 3,3 2,2% -42,1% 51,9
4.29
Figura 4.30 - Superfície de rotura (BL56) após ensaio à compressão diametral.
Por análise do Quadro 4.17, verifica-se que as composições de agregados grossos de bagacina
(BL) apresentam resistências de 3,3 a 3,9 MPa, para a relação de a/c 0,56 e 0,35, respectivamente.
No caso dos betões onde parte da areia natural foi substituída por pó de bagacina (BAFL), a
resistência à tracção é de 2,7 MPa para uma relação a/c igual a 0,56 e de 3,3 MPa para uma relação
a/c de 0,35. Segundo a ASTM C330 (2004), para que o betão leve seja considerado estrutural é
necessário que este apresente valores superiores a 2 MPa na resistência à tracção. Posto isto,
verifica-se que os betões estudados respeitam esta condição, demonstrando serem betões de
características estruturais.
Quando comparado com os betões convencionais, os BL apresentam reduções na resistência à
tracção de 15,4 e 30,9% para as relações a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. Outros autores, como
Bogas (2011) e Kiliç et al. (2003) obtiveram valores médios de redução face aos BN na ordem dos 15
% para dosagens de cimento e relações a/c semelhantes à composição BL56 (betão convencional).
No entanto, o BL35 apresenta um valor de redução face ao BN muito elevado. Tal se justifica pelo
facto de os betões serem limitados pela capacidade do agregado e, como tal, não evoluírem
significativamente com o aumento da capacidade resistente da argamassa, como sucede nos BN.
É importante referir que, é provável que exista uma diminuição da resistência limite nos BEAL à
tracção, em que o efeito de confinamento da pasta cimentícia deixa de ser benéfico para o agregado.
Como tal, à semelhança do que se passa nos BN, a resistência à tracção nos BEAL deixa de
acompanhar a evolução da resistência à compressão para patamares de resistência maiores (Bogas
2011). Ainda de acordo com o EuroLightConR2 (1998) o aumento do calor de hidratação provoca um
maior gradiente de humidade na cura, e consequentemente, a redução mais acentuada na resistência
à tracção. Como seria de esperar, as composições de relação a/c = 0,35 apresentam resistências à
tracção superiores às de a/c = 0,56, pois apresentam argamassas mais fortes e naturalmente
melhores ligações agregado/pasta.
Os betões da série BAFL registaram reduções de resistência à tracção por compressão diametral
na ordem dos 17% face aos betões da série BL. É possível verificar através da Figura 4.32 que os
betões de agregados finos leves (BAFL) possuem um pior desempenho à tracção ao demonstrarem
uma menor relação entre a resistência à tracção e a resistência à compressão. A inclusão de areias
4.30
leves na constituição do betão provoca uma diminuição na retenção de propagação de fendas, para
além da menor capacidade resistente do próprio pó de bagacina.
Na Figura 4.31 é apresentada a relação entre a resistência à tracção e a relação a/c das
formulações de betões estudadas.
Figura 4.31 - Relação da resistência à tracção com a relação a/c.
Conforme esperado, a resistência à tracção aumenta com a diminuição da relação a/c,
independentemente do tipo de betão. O aumento da dosagem de cimento e a diminuição da relação
a/c conduziram a um aumento de cerca de 32% na resistência à tracção dos BN. Por outro lado, o
incremento verificado nas composições leves foi consideravelmente menor, cerca de 15% e 18% nos
BL e BAFL, respectivamente. Assim é possível confirmar que os BEAL revelam uma menor
sensibilidade à variação do teor de cimento e da qualidade da pasta cimentícia, destacando-se uma
vez mais a importante participação do agregado leve na resistência à tracção.
Vários autores apresentam expressões que relacionam a resistência média à tracção por
compressão diametral (fctm,sp) com a resistência média à compressão (fcm), com base em expressões
do tipo , onde, normalmente, toma valores entre 1/2 e 2/3 . A Figura 4.32 apresenta a
relação resultante para os BEAL estudados no presente trabalho.
Figura 4.32 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão nos BEAL.
É necessário salientar que o número de composições estudadas não permite, por si só,
apresentar uma regressão rigorosa conforme desejado. A resistência à tracção varia fortemente com
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Relação a/c
BN
BL
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a)
Resistência à compressão, 28 dias (MPa)
BEAL (presente trabalho)
fctm,sp=0,507.fcm⁰′⁴⁹⁴
4.31
as condições de cura dos betões. Uma vez que o processo de cura foi o mesmo em todas as
composições, é possivel analisar o comportamento relativo entre diferentes misturas.
Ainda assim, é possível concluir que existe uma clara tendência para a resistência à compressão
diametral aumentar proporcionalmente com a resistência à compressão. Desta forma, a resistência à
compressão diametral pode ser estimada pela expressão (4.5), que é muito semelhante à obtida por
Bogas (2011),
, e à sugerida no ACI318 (2009),
. Em todas as
relações a resistência à tracção varia com a raiz quadrada da resistência à compressão.
(4.5)
Na Figura 4.33 são comparados os resultados obtidos com os resultantes da expressão sugerida
na NP EN 1992-1-1 (2010). São ainda apresentados os resultados obtidos por outros trabalhos
referentes a betões de agregados leves naturais. Na expressão da NP EN 1992-1, o valor da
resistência à tracção axial foi obtido tendo em conta a seguinte relação entre esta resistência e a
resistência à compressão diametral: fctm ≈ 0,9.fctm,sp.
Figura 4.33 - Relação entre a resistência à compressão diametral e a resistência à compressão aos 28 dias.
Na Figura 4.33, verifica-se que a expressão definida na NP EN 1992-1 conduz a estimativas
ligeiramente conservativas face aos valores obtidos no presente trabalho. A estimativa é mais
aproximada nos betões de relação a/c = 0,35, o que leva a crer que esta seja mais apropriada para
betões de maior compacidade. No betão de moderada resistência, a diferença mais significativa
ronda os 23%, e é relativa ao BL 56. Desta forma, pode-se concluir que a expressão referida pelo
documento normativo conduziu a estimativas adequadas e conservativas da resistência à tracção.
Kiliç et al. (2006), Kiliç et al. (2003) e Gündüz e Uğur (2004) obtiveram resultados superiores aos
obtidos no presente trabalho. Bogas (2011) obteve resistências à tracção por compressão diametral,
em betões com agregados de argila expandida curados em água durante 28 dias, apenas
ligeiramente inferiores aos obtidos na presente campanha experimental, para uma dada resistência à
compressão. Resultados semelhantes são referidos no EuroLightCon (2000). Importa referir que em
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a)
Resistência à compressão, 28 dias (MPa)
fctm, fcm (ensaiado) fct, fc (NP EN 1992-1-1)
Kiliç et al. (2009) Kiliç et al. (2003)
EuroLightCon (2000) Gündüz e Uğur (2004)
Bogas (2011)
4.32
todos os trabalhos excepto o de Bogas (2011), os betões foram sujeitos a ensaios de tracção por
flexão. Este método de ensaio origina valores superiores de resistência à tracção na ordem dos 50 a
100% face aos obtidos para a compressão diametral (Neville 1995). Isso é confirmado nos resultados
de Bogas (2011), onde o módulo de rotura é dado por
. Por este motivo, na Figura
4.34, todos os valores foram transpostos para a sua resistência equivalente em tracção por
compressão diametral, de acordo com a expressão: fctm,r ≈ . fctm,sp, conforme sugerido em Bogas
(2011).
É comum as expressões normativas que estimam a resistência à tracção nos BEAL dependerem
da sua massa volúmica. Na Figura 4.34, apresenta-se a relação entre a resistência à tracção por
compressão diametral e a massa volúmica seca das misturas estudadas na presente dissertação. É
ainda apresentada a recta de regressão apenas para os BEAL.
Figura 4.34 - Relação entre a resistência à tracção e a massa volúmica seca.
Conforme é possível observar existe uma boa correlação entre estas duas propriedades para os
BEAL estudados. A melhor correlação obtida na Figura 4.34 face à relação entre a resistência à
compressão e a massa volúmica (§4.4.1.4.) da Figura 4.29 é justificada pelo facto de na resistência à
tracção os BEAL apresentarem idênticos módulos de rotura para os diferentes níveis de resistência
estudados, ao contrário do que sucede na compressão.
No Quadro 4.18 estão apresentados os coeficientes de eficiência estrutural à tracção das
misturas estudadas e as variações percentuais dos BEAL face aos BN de igual composição.
Quadro 4.18 - Eficiência estrutural à tracção.
Pela análise do Quadro 4.18 é constatado que na série dos betões correntes (a/c=0,56), excepto
nos BAFL, a eficiência estrutural à tracção é muito semelhante entre betões. A boa aderência
mecânica agregado/pasta verificada nos BEAL permite que a diminuição da resistência à tracção
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a)
Massa volúmica (kg/m³)
R²=0,989
Composição ∆
BN 56 -
BL 56 1,1%
BAFL 56 -17,3%
BN 35 -
BL 35 -20,8%
BAFL 35 -26,2%
0,20
0,18
Eficiência estrutural [fctm/ρs], (10³m)
0,18
0,18
0,15
0,25
4.33
acompanhe a diminuição ocorrida na massa volúmica. Tal como na resistência à compressão, a
eficiência à tracção diminui nas misturas de a/c = 0,35, embora de forma mais importante. Este
aspecto pode estar relacionado com a alteração da resistência limite (atingindo-se mais cedo na
resistência à tracção do que à compressão). De facto, a resistência à tracção não acompanha a
resistência à compressão para níveis superiores de resistência.
A perda de eficiência neste caso permite concluir que, quando a resistência à tracção for um
factor importante no dimensionamento, a sua redução tem de ser tida em atenção em betões de
elevado desempenho.
4.4.3 Módulo de elasticidade
Neste ponto, é caracterizado o módulo de elasticidade secante dos betões estudados no
presente trabalho, onde é analisada a influência do tipo de agregado, comportamento relativo dos BL
quando comparado com os BN e influência da relação a/c.
Os resultados obtidos para o módulo de elasticidade médio (Ecm) aos 28 dias de idade
apresentam-se no Quadro 4.19. No mesmo quadro apresentam-se ainda, os resultados médios
obtidos no ensaio à compressão pura realizado aos espécimes cilíndricos provenientes do ensaio do
módulo de elasticidade (fcm,cil28), o coeficiente de variação (Cv) e a variação percentual (∆) dos BL face
aos BN.
Quadro 4.19 - Módulo de elasticidade aos 28 dias e outros parâmetros.
Do Quadro 4.19 é possível verificar que, para as composições de agregados grossos de
bagacina (BL), o módulo de elasticidade foi de 21,7 e 31,5 GPa, para uma relação a/c de 0,56 e 0,35,
respectivamente. No caso dos BEAL onde a parcela fina é substituída parcialmente por agregados
finos leves (BAFL), o módulo de elasticidade toma valores de 20,0 GPa para uma relação a/c de 0,56
e de 24,4 GPa para a/c de 0,35.
Como expectável, é verificado uma redução significativa do módulo de elasticidade quando o
agregado de massa volúmica normal é substituído pelo agregado de menor rigidez. Desta forma,
quando comparados com os betões normais, os BL conduzem a reduções de 38,6 e 31,8% para uma
relação a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. Considerando as reduções obtidas na resistência à
compressão face aos BN observadas em §4.4.1 (18,2 e 20,4% para o BL56 e BL35), é possível
concluir que a perda de resistência é menos acentuada face à perda de rigidez. Este resultado,
segundo Bogas (2011), está associado ao facto de o módulo de elasticidade não depender do modo
de rotura do betão e, por este apresentar um crescimento menos importante quando comparado com
a evolução da resistência à compressão. Enquanto o agregado nos betões normais afecta
BN 56 42,7 35,4 1,0% -
BL 56 33,4 21,7 4,9% -38,6%
BAFL 56 27,9 20,0 3,0% -43,6%
BN 35 68,5 46,2 0,8% -
BL 35 53,3 31,5 4,3% -31,8%
BAFL 35 39,0 24,4 0,0% -47,2%
∆Composição fcm,cil28 (MPa)Módulo de elasticidade, 28 dias
(GPa)Cv
4.34
favoravelmente a rigidez dos betões, o mesmo não sucede na resistência. Consequentemente, existe
uma diferença relativa necessariamente superior dos BL face aos BN.
Mesmo apresentando reduções de resistência à compressão pouco importantes face aos BN, os
betões de bagacina podem ser condicionados na sua utilização devido à forte redução verificada no
módulo de elasticidade. Ou seja, para situações onde a deformação é condicionante, a perda de
rigidez nos BL pode levar a que seja necessário aumentar a altura das secções dos elementos
estruturais. Bogas (2011) estudou o impacto da perda de rigidez com o ganho em peso aquando da
utilização de BEAL face aos BN, para vários tipos de agregados leves. O autor concluiu que para
situações onde a carga permanente não é condicionante a redução da massa volúmica dos BEAL é
praticamente anulada pelo aumento das secções dos elementos estruturais. Por outro lado, o autor
verificou que, para o caso onde as cargas permanentes são condicionantes, o uso de betões de
menor massa volúmica podem conduzir a soluções mais vantajosas, podendo compensar o maior
custo destes betões.
Ao analisar a série de betões onde a areia normal é parcialmente substituída por agregados finos
leves de bagacina (BAFL) é verificável uma redução do módulo de elasticidade face aos BN na ordem
dos 45%. Este facto vem confirmar a maior deformabilidade destes betões, justificada pela menor
rigidez do pó de bagacina condicionar directamente a rigidez global da matriz cimentícia. Quando
comparado com a série BL, os BAFL conduzem a reduções de 8 e 23% no módulo de elasticidade
para a relação a/c de 0,56 e 0,35, respectivamente. O facto de esta diferença se revelar pequena
quando se avalia os BEAL de resistência corrente pode ter origem na maior compatibilidade elástica
entre as fases. Por outras palavras, a rigidez da argamassa nos BAFL está mais próxima da rigidez
dos agregados grossos leves, diminuindo a geração de microfendilhação na zona de interface.
Logo, para situações onde a massa volúmica do betão seja mais importante do que a sua
deformabilidade, os BAFL podem conduzir a soluções bastante atractivas. Caso contrário, o aumento
das secções dos elementos estruturais pode tornar esta solução menos atractiva tanto em termos
arquitectónicos, como técnicos e económicos. Porém, a capacidade de deformação destes betões
tende a ser superior, o que beneficia o seu comportamento face a acções dinâmicas.
Na Figura 4.35 é apresentada a relação entre o módulo de elasticidade e a relação a/c dos
betões estudados.
Como seria de esperar, a diminuição da relação a/c provoca um aumento do módulo de
elasticidade, como seria expectável. A diminuição da relação a/c em cerca de 0,2 produz aumentos
no módulo de elasticidade de 30 e 18% nos betões das séries BL e BAFL, respectivamente. Uma vez
que o aumento da resistência à compressão pura (fcm,cil28) devido à diminuição da relação a/c se ter
revelado superior, cerca de 37% para o BL e de 28% para o BAFL, é possível concluir que a variação
do módulo de elasticidade não acompanha a da resistência à compressão. Tal se deve ao facto do
agregado, que ocupa cerca de 70% do volume do betão, apresentar uma influência necessariamente
superior na rigidez do que na resistência à compressão. Por outro lado, conforme referido por Mehta
e Monteiro (2006), a melhoria da qualidade da zona de interface entre a pasta e o agregado pode ter
maior influência no desenvolvimento do módulo de elasticidade do que na resistência à compressão.
É de notar o maior desfasamento do módulo de elasticidade no caso dos betões de maior
4.35
compacidade (a/c = 0,35). O aumento da compacidade da matriz faz com que a rigidez da pasta se
distancie cada vez mais da rigidez dos agregados, provocando um aumento na incompatibilidade
elástica entre as fases, que tende a ser superior nos betões de menor massa volúmica.
Figura 4.35 - Relação entre o módulo de elasticidade e a relação a/c.
É usual relacionar o módulo de elasticidade médio (Ecm) com a resistência média à compressão
em cilindros (fcm,cil28), por intermédio de expressões empíricas obtidas experimentalmente. Na Figura
4.36 está apresentada a relação obtida para os betões leves (BEAL) ensaiados na presente
dissertação.
Figura 4.36 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão em cilindros nos BEAL.
Tal como sucede em §4.4.2, é importante referir que o número de composições estudadas não
permite, por si só, apresentar uma regressão tão rigorosa como se pretendia. Desta forma, foi
necessário associar tanto os BL como os BAFL à mesma linha de tendência, embora, como se saiba,
possuam comportamentos distintos.
Contudo, verifica-se que, apesar das diferenças entre betões, existe uma boa correlação entre o
módulo de elasticidade e a resistência à compressão, tal como verificado para a resistência à tracção.
Uma vez verificado que a evolução do módulo de elasticidade faz-se proporcionalmente à resistência
à compressão através da expressão (4.6), é usual traduzir esta relação por intermédio de expressões
empíricas do tipo , onde o expoente toma valores, normalmente entre 1/3 e 1/2 (Bogas
2011). Desta forma, obteu-se por regressão linear a expressão (4.7). Importa referir que esta
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Relação a/c
BN
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Resistência à compressão, 28 dias (MPa)
BEAL (presente trabalho)
=0,99
4.36
expressão é fisicamente mais correcta, pois quando a resistência à compressão tende para zero o
valor do módulo de elasticidade tende a anular-se de igual forma.
(4.6)
(4.7)
Porém, convém referir que vários documentos propõem expressões em que o módulo de
elasticidade depende também da massa volúmica do betão, como por exemplo a expressão sugerida
pela NP EN 1992-1-1 (2010). Pois, no caso dos BEAL, tanto a resistência à compressão como o
módulo de elasticidade são afectados pela sua massa volúmica.
Na Figura 4.37, são comparados os resultados obtidos com os resultantes da expressão
mencionada pela NP EN 1992-1-1 (2010). São ainda apresentados os resultados obtidos por outros
trabalhos referentes a betões produzidos com agregados leves naturais.
Figura 4.37 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão.
Na Figura 4.37 verifica-se que os valores obtidos na campanha experimental referente aos BEAL
resultaram em valores ligeiramente superiores aos obtidos através da expressão proposta pela NP
EN 1992-1-1 (2010). Os valores estimados pela proposta normativa conduziram a módulos de
elasticidade na ordem dos 7 a 15% inferiores face aos BEAL ensaiados. Este facto permite concluir
que a expressão normativa conduziu a resultados conservativos e adequados para betões produzidos
com agregados de bagacina.
Pode-se averiguar, através da Figura 4.37, que os resultados obtidos na presente dissertação
resultam em valores superiores face aos obtidos nas campanhas de Gündüz e Uğur (2004) e
EuroLightCon (2000), onde os agregados utilizados foram de pedra-pomes. A pedra-pomes para
além possuir uma menor massa volúmica quando comparado com as escórias vulcânicas, tende a
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Resistência à compressão, 28 dias (MPa)
Ecm, fcm,cil (ensaiado) Ec, fc,cil (NP EN 1992-1-1)
EuroLightCon, escória (2000) Gündüz e Uğur (2004)
EuroLightCon, pedra-pomes (2000) Bogas (2011)
4.37
possuir também uma menor resistência e menor rigidez. Logo, os betões produzidos serão mais
fracos face aos BEAL de bagacina. No entanto, ao analisar os resultados obtidos pela EuroLightCon
(2000) para betões com escórias é possível verificar que os valores aproximam-se dos obtidos na
presente campanha. Para níveis próximos de resistência, verifica-se valores em média cerca de 11 a
13% inferiores face aos BEAL de bagacina produzidos no presente trabalho. A razão pela qual estes
betões obtiveram valores inferiores pode estar relacionada com o facto de a escória utilizada deter
uma massa volúmica 30% inferior à da bagacina considerada no presente trabalho. Este facto leva a
que este agregado apresente uma menor rigidez. Bogas (2011) relatou valores do módulo de
elasticidade dentro da mesma gama dos obtidos na presente campanha experimental para betões
com 3 tipos de agregados de argila expandida. Importa referir que a bagacina, devido à sua superfície
irregular, proporciona uma melhor ligação agregado-pasta face aos agregados artificiais de superfície
mais regular.
Para além dos factores mencionados anteriormente, a dispersão verificada está relacionada com
a variação de volume de agregado e granulometria considerada pelos diferentes autores
referenciados.
Como foi referido anteriormente, várias expressões normativas consideram a massa volúmica
dos betões para a estimativa do módulo de elasticidade, por isso é importante analisar a relação entre
estes dois parâmetros. Na Figura 4.38, apresenta-se a relação entre o módulo de elasticidade e a
massa volúmica seca das misturas estudadas na presente dissertação.
Figura 4.38 - Relação entre o módulo de elasticidade e a massa volúmica seca.
A relação entre o módulo de elasticidade e a massa volúmica tem como vantagem a não
dependência do modo de rotura, contrariamente ao verificado para a resistência à compressão. Deste
modo, é possível verificar apenas uma relação para todos os betões produzidos, incluindo os BN.
Assim, é possível concluir que, para uma estimativa mais adequada do módulo de elasticidade, é
necessário considerar a massa volúmica, para além da resistência à compressão. Segundo Newman
(1993), o elevado coeficiente de regressão obtido é justificado pelo facto de se poder relacionar a
rigidez das várias fases do betão (agregado, pasta cimentícia e zonas de transição) com a sua
porosidade.
A rigidez da matriz cimentícia e dos betões podem variar significativamente com a alteração da
relação a/c. Posto isto, faz sentido considerar também a influência da resistência à compressão. Na
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Massa volúmica (kg/m³)
4.38
Figura 4.39, o módulo de elasticidade normalizado a
foi relacionado com o quadrado da massa
volúmica seca relativa a 2200 kg/m³, segundo o proposto pela EN 1992-1-1 (2004). É possível
confirmar a elevada correlação entre estes parâmetros.
Figura 4.39 - Relação entre o quadrado da massa volúmica seca e o módulo de elasticidade normalizado a
.
4.4.4 Retracção
Neste ponto, é caracterizada a retracção total dos betões estudados na presente dissertação,
onde é analisada a influência do tipo de agregado, retracção dos BEAL face aos BN, dosagem de
cimento, volume de agregados grossos e influência da relação a/c.
A retracção total dos betões resulta essencialmente da soma da retracção autogénea com a
retracção por secagem. A retracção autogénea corresponde à variação do volume do betão devido às
reacções de hidratação do cimento. Por outro lado, a retracção por secagem ocorre quando o betão
endurecido está exposto a humidade relativas abaixo de 100%, conduzindo à evaporação da água
existente na microestrutura do betão (Mehta e Monteiro 2006).
Os resultados obtidos da retracção total ( ), a várias idades, para as composições estudadas,
apresentam-se no Quadro 4.20. A retracção medida nos espécimes refere-se à variação de
comprimento superficial, onde o sinal negativo corresponde a contracções. No respectivo quadro, são
ainda indicados os valores da resistência média à compressão aos 28 dias.
Quadro 4.20 - Retracção total registada nos betões estudados, ao longo do tempo.
Nas Figuras 4.40 e 4.41, estão representadas as curvas de retracção ao longo do tempo de
ensaio. Foram agrupados os betões com a mesma dosagem de cimento e relação a/c, de modo a
facilitar a análise em termos da influência do tipo de agregado.
3 dias 7 dias 28 dias 91 dias
BN 56 -099E-06 -150E-06 -298E-06 -418E-06 44,9
BL 56 -041E-06 -076E-06 -238E-06 -458E-06 36,8
BAFL 56 -068E-06 -113E-06 -260E-06 -514E-06 33,2
BN 35 -091E-06 -153E-06 -291E-06 -384E-06 72,2
BL 35 -088E-06 -135E-06 -280E-06 -500E-06 57,5
BAFL 35 -123E-06 -175E-06 -270E-06 -450E-06 51,9
ComposiçãoRetracção total (m/m) fcm,28d
(MPa)
4.39
Através da análise do Quadro 4.20, é possível verificar que, para idades mais jovens, os BEAL
de bagacina conduzem a menores valores de retracção total face aos BN. Por exemplo, os BL
apresentam reduções de 59 e 3% na retracção aos 3 dias em relação aos BN, para relações a/c de
0,56 e 0,35, respectivamente. Nas medições aos 28 dias averigua-se que a retracção total nos BN
continua a ser superior quando comparado com os BEAL, sendo cerca de 20 e 4% superior em
relação aos BL56 e BL35, respectivamente. Apesar de o efeito de restrição da pasta diminuir com a
inclusão de agregados leves de bagacina de maior deformabilidade, a retracção nos BEAL tende a
ser adiada quando comparado com o que se observa nos BN. Isso resulta do efeito de cura interna
proporcionada pelos agregados em que o material poroso funciona como reservatório de água,
compensando a perda de água por secagem e auto-dessecação (Bogas 2014, Holm 2000, Neville
1995). Como referido anteriormente, a água existente na estrutura porosa dos AL de bagacina
compensam a água consumida pelas reacções de hidratação e a perdida por evaporação.
Nota-se que, para a série de betões de relação a/c = 0,56, apenas a partir dos 30 a 60 dias, a
retracção nos BN tende a ser inferior à dos BEAL. Por um lado, os efeitos de auto-dessecação são
menos importantes em pastas de maior a/c. Por outro lado, o facto de a pasta cimentícia apresentar
maior porosidade, devido à menor dosagem de cimento e maior quantidade de água, proporciona
melhores condições à efectivação do efeito referido da cura interna.
No caso da série de betões de relação a/c = 0,35, o ponto em que os BEAL passam a apresentar
maior retracção ocorre mais cedo, após cerca de 28 dias. Neste caso, a retracção autogénea toma
maior importância, pois a maior compacidade da pasta dificulta a transição livre da água. Aqui seria
de esperar que os BEAL, ao proporcionarem o efeito de cura interna, conduzissem a um maior atraso
na retracção por secagem face aos BN, do que aquilo que foi observada para a/c = 0,56.
Após um dado período em que a cura interna é efectiva, a água existente nos poros dos
agregados deixa de migrar para a pasta, e a retracção ocorre naturalmente na pasta, evoluindo
proporcionalmente com a perda de água por evaporação (Virlogeux 1986). É importante referir que a
partir deste ponto a taxa de retracção nos BEAL será maior do que a verificada nos BN, pois a menor
rigidez dos agregados leves diminui a restrição à variação do volume da pasta. Embora haja um
prolongamento da hidratação da pasta, que contribui para uma argamassa rígida a deformações e
uma melhor ligação pasta-agregado que permite uma maior efectivação do efeito de restrição da
pasta, estes efeitos não são suficientes para compensar a maior deformabilidade dos agregados
leves.
É perceptível através da Figura 4.40 que, a partir de uma certa idade, a retracção nos BEAL
ultrapassa a obtida no BN, onde é possível ainda verificar um aumento da taxa de crescimento da
retracção tanto no BL como no BAFL. De facto, tal como previsto, quando a água no interior dos
agregados leves deixa de estar disponível, a retracção passa a evoluir normalmente, onde este efeito
é agravado pela baixa rigidez que a bagacina possui, enquanto que a retracção no BN evoluiu de
acordo com uma taxa praticamente “constante”.
4.40
Figura 4.40 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,56.
Sublinhe-se que a evolução da retracção ao longo do tempo nos BL faz-se de modo idêntico à
evolução verificada nos betões onde parte da areia normal é substituída por areia leve (BAFL),
embora este último apresente valores em média cerca de 12% superiores. Isso seria menos
esperado, pois a inclusão de material mais poroso (pó de bagacina) deveria contribuir para um maior
efeito de cura interna. No entanto, a introdução de areia leve no betão faz com que a rigidez da matriz
diminua, e, por conseguinte, esta apresenta um menor efeito de restrição face às contracções a que
está sujeita.
Na Figura 4.41, referente à série de betões de relação a/c = 0,35, é possível verificar que as
retracções nos BN são da mesma ordem das medidas nos BEAL até cerca de 28 dias de idade.
Em idades mais jovens, seria de esperar uma retracção menor nos BEAL face ao BN, pois a
retracção autogénea nestes betões são praticamente nulas, e a perda de água por secagem tende a
ser compensada. Contudo, isso não se verificou e estes factores não compensaram a perda de
deformabilidade associada à baixa rigidez da bagacina.
Figura 4.41 - Influência do tipo de agregado na retracção total nos betões de relação a/c = 0,35.
Na idade de ensaio mais avançada (91 dias), é notável que a curva referente ao BN parece
estabilizar, enquanto que as curvas referentes aos BEAL produzidos parecem continuar a aumentar
com uma taxa importante. Posto isto, é possível concluir que a retracção por secagem é tanto mais
retardada nos BEAL quanto maior for a percentagem de agregados porosos. Assim, uma vez
cessada a água proveniente dos agregados porosos, a retracção toma maior importância devido à
fraca deformabilidade dos agregados.
4.41
Ao analisar o BAFL35, verifica-se que até ao décimo dia a retracção deste evolui de modo
semelhante e, ligeiramente, superior ao constatado nos BL. A partir desta idade, a retracção dos BL
passa a ser superior, divergindo cada vez mais dos valores registados para o BAFL, atingindo uma
diferença na ordem dos 4 e 10% aos 28 e 91 dias, respectivamente. É possível que nos BAFL, a
maior quantidade de água existente na sua estrutura porosa seja responsável por um maior
prolongamento do efeito de cura. No entanto, isso não é observado nos betões com a/c = 0,56.
Nas Figuras 4.42 e 4.43, apresentam-se as curvas de retracção ao longo do tempo para
diferentes relações a/c nos BL e BAFL, respectivamente.
Figura 4.42 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BL.
Figura 4.43 - Influência da dosagem de cimento e da relação a/c na retracção total dos BAFL.
Na Figura 4.42, é possível constatar que a retracção é superior nos betões de menor a/c. Isso
não seria esperado, pois uma diminuição na relação a/c deveria resultar numa retracção por secagem
menos efectiva e ainda em pastas de maior rigidez que contribuem para uma maior restrição à
retracção.
No entanto, nas idades iniciais, a retracção autogénea pode assumir grande relevância, em
especial nos betões com pastas de elevada compacidade. Assim, os resultados obtidos evidenciam
uma maior relevância desta parcela da retracção do que da retracção por secagem.
A presença de superplastificante nas composições de relação a/c = 0,35 também pode ter
contribuído para o aumento da retracção na medida em que estas aceleram as reacções de
-600E-06
-500E-06
-400E-06
-300E-06
-200E-06
-100E-06
000E+00
dias (escala log)
BL56
BL35
3 91287
-600E-06
-500E-06
-400E-06
-300E-06
-200E-06
-100E-06
000E+00
dias (escala log)
BAFL56
BAFL35
7 28 913
4.42
hidratação. Ainda que provado por diversos autores que o aumento na retracção não é significativo, o
superplastificante proporciona um maior refinamento da pasta, permitindo a formação de poros de
menor dimensão, e, consequentemente, o aumento das tensões capilares (Bogas 2011).
Ao analisar os betões com agregados finos leves (Figura 4.43), verifica-se a mesma tendência
até cerca de 60 dias de idade, mas posteriormente a retracção é inferior nos betões de maior
compacidade. Para idades superiores onde a rigidez da pasta é mais importante e o efeito de cura
interna é menos relevante, as misturas de maior compacidade evidenciam um melhor
comportamento. De facto, nestas idades a retracção por secagem é mais importante, sendo inferior
nas misturas de menor a/c, associadas a pastas mais rígidas e a menor quantidade de água
evaporável. A partir dos 28 dias de idade, o BAFL56 passa a apresentar maiores valores de retracção
face ao BAFL35, sendo cerca de 13% superiores aos 91 dias.
Na Figura 4.44, apresentam-se as curvas referentes à retracção total obtidas para as
composições BL56 e BL35, tendo em conta apenas a variação da relação a/c. Na mesma figura,
apresentam-se ainda a curva estimada para as composições BL segundo a norma NP EN 1992-1-1
(2010) e as retracções obtidas por Hossain (2006) para betões com 50 e 100% de escória na sua
composição.
Figura 4.44 - Comparação entre os BL, estimativa normativa e os resultados obtidos por Hossain (2006).
Hossain (2006) obteve retracções aos 28 dias na ordem dos 416 e 476 x10-6
m/m para
percentagens de substituição de agregado normal por escória de 50 e 100%, respectivamente.
Confirma-se maiores retracções a longo prazo nos betões com maiores percentagens de agregados
leves naturais na mistura. Ao comparar o betão exclusivamente de escórias com os BL da presente
campanha, constatam-se valores de cerca de 90 e 15% superiores aos 28 e 56 dias,
respectivamente. De notar que para idades mais avançadas, próximas dos 90 dias, a retracção
medida por Hossain (2006) é semelhante à obtida nos BL produzidos no presente trabalho.
Para a definição da curva de evolução da retracção segundo a norma NP EN 1992-1-1 (2010),
foi necessário ter em conta os seguintes pressupostos:
humidade relativa de 50%, ;
geometria da secção, (espessura equivalente), com
(área da secção transversal) e (perímetro da secção
transversal);
-800E-06
-700E-06
-600E-06
-500E-06
-400E-06
-300E-06
-200E-06
-100E-06
000E+00
dias (escala log)
BL 56
BL 35
NP EN 1992-1-1 (2010), (a/c=0,56)
NP EN 1992-1-1 (2010), (a/c=0,35)
Hossain (2006), 100% escória
Hossain (2006), 50% escória
3 91287
4.43
cimento de endurecimento rápido e elevada resistência, e ;
utilização de agregados leves, ;
resistência à compressão ( ) tomou o valor de 36,8 MPa para a composição de a/c =
0,56 e de 57,6 MPa para a composição de a/c = 0,35;
é admitido que a retracção autogénea é inteiramente compensada nos BEAL.
Como é possível verificar através da análise da Figura 4.44, a curva resultante da expressão
sugerida pela norma NP EN 1992-1-1 sobrestima a retracção total nos BEAL com bagacina, em
especial nas primeiras idades. A curva proposta na NP EN 1992, concebida com base no
comportamento apresentado por betões correntes de massa volúmica normal, não é capaz de
traduzir devidamente o atraso na retracção proporcionado pelo efeito de cura interna. Porém, para
idades superiores, é de esperar que a diferença entre a curva experimental e a sugerida na NP EN
1992 diminua. Verifica-se ainda que a curva definida na NP EN 1992 traduz melhor a evolução da
retracção obtida por Hossain (2006) do que a curva obtida no presente estudo.
4.4.5 Absorção capilar
No presente subcapítulo, é caracterizada a absorção capilar dos betões estudados na presente
dissertação, onde é analisada a influência do tipo de agregado, absorção dos BEAL face aos BN e
influência da relação a/c.
Os resultados obtidos para a absorção capilar ao longo do tempo são apresentados no Quadro
4.21. No mesmo quadro, são ainda apresentados os coeficientes de absorção respectivos.
Quadro 4.21 - Resultados da absorção capilar dos betões estudados, aos 28 dias.
É usual definir a absorção capilar em função da raiz do tempo, tendo em conta a dedução teórica
deste mecanismo (Kropp 1995). Todavia, esta relação é somente válida para as primeiras horas de
ensaio, pois existe um retardamento da taxa de absorção para tempos de medição mais avançados,
normalmente associados ao aumento do teor de água no interior dos provetes e à presença de poros
menos acessíveis. Ao analisar as Figuras 4.45 e 4.46, em geral, é possível verificar a redução da taxa
de absorção a partir das 6 horas. Desse modo, optou-se por determinar o coeficiente de absorção a
partir do declive da recta de regressão linear entre os 20 minutos e as 6 horas de absorção, tendo em
conta que a absorção é definida em função da raiz do tempo.
(mm/min⁰′⁵) R² 10 min 20 min 30 min 1h 2h 6h 24h 72h
BN 56 0,155 1,00 0,71 0,95 1,13 1,53 2,04 3,20 5,61 8,04
BL 56 0,176 0,99 1,22 1,55 1,80 2,29 2,88 4,13 6,53 8,54
BAFL 56 0,237 1,00 1,10 1,39 1,72 2,25 3,07 4,86 8,06 10,66
BN 35 0,050 0,99 0,31 0,39 0,46 0,60 0,77 1,13 1,79 3,31
BL 35 0,084 0,99 0,41 0,55 0,69 0,90 1,20 1,78 2,66 3,31
BAFL 35 0,098 1,00 0,61 0,78 0,92 1,13 1,43 2,00 2,85 3,43
ComposiçãoCoef. de absorção Absorção (Kg/m²)
4.44
Figura 4.45 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,56.
Figura 4.46 - Curva de absorção por capilaridade para os betões de relação a/c = 0,35.
Antes de se proceder à análise dos resultados obtidos, é importante fazer uma breve introdução
aos mecanismos de transporte nos BEAL. Uma vez que a conectividade e a acessibilidade dos poros
são os principais intervenientes que condicionam esta propriedade, é essencial compreender a
importância destes factores nos BEAL. Apesar de os agregados leves (AL) apresentarem maior
porosidade, quando são inseridos e envoltos pela pasta, existe uma protecção adicional do agregado.
Nomeadamente, em pastas de baixa relação a/c, a dimensão dos poros da pasta e a sua
interconectividade são reduzidas, diminuindo a permeabilidade destes betões e o acesso aos
agregados. Ou seja, a maior ou menor participação da porosidade dos agregados é afectada pela
pasta que os rodeia (Bogas 2011, Holm 2000, FIP 1983).
Outro factor importante reside na qualidade da zona de interfase agregado-pasta (FIP 1983),
dado que esta ocupa uma fracção importante no volume do betão. Dado que a porosidade dos
agregados leves facilita a ligação agregado/pasta, a zona de transição nos BEAL tende a apresentar
uma qualidade superior do que nos BN. Desse modo, esta região tende a ser menos porosa nos
BEAL, dificultando a passagem de substâncias provenientes do exterior.
0,0
2,0
4,0
6,0
8,0
10,0
12,0
0 10 20 30 40 50 60 70
Ab
sorç
ão d
e ág
ua
(Kg/
m²)
Tempo (min⁰′⁵)
BN 56
BL 56
BAFL 56
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
0 10 20 30 40 50 60 70
Ab
sorç
ão d
e ág
ua
(Kg/
m²)
Tempo (min⁰′⁵)
BN 35
BL 35
BAFL 35
4.45
No caso da absorção capilar, importa ainda salientar que no agregado de porosidade mais
grosseira ao ser envolto por pasta de porosidade mais refinada, surge um corte na acção capilar que
se reflecte na capacidade de absorção destes betões (Bogas 2011, Hammer e Hansen 2000).
Na Figura 4.47 apresentam-se os coeficientes de absorção obtidos para os betões estudados.
Figura 4.47 - Coeficientes de absorção referentes aos betões estudados.
Na Figura 4.47, verifica-se que, para os betões de relação a/c = 0,56, o coeficiente de absorção
aumenta nos betões com agregados de maior porosidade. O coeficiente de absorção foi cerca de 14
a 53% superior, nos BL56 e BAFL56, em relação ao betão convencional de idêntica composição.
Estes resultados estão de acordo com os obtidos pela EuroLightCon (2000) e vêm confirmar que, na
presença de argamassas de menor compacidade, existe uma maior participação do agregado leve e,
assim, uma maior absorção nos betões de menor massa volúmica.
Nos BAFL, a substituição de areia natural por agregado fino poroso aumentou significativamente
a absorção do betão.
Como seria de esperar, ocorreu uma redução significativa da absorção quando se considerou
betões com argamassas de maior compacidade. Os valores significativamente mais baixos que foram
obtidos nos betões de maior compacidade salientam a maior importância da relação a/c nos
mecanismos de transporte face ao tipo de agregado utilizado. Apesar de os BEAL apresentarem uma
melhor qualidade da zona de interfase e de a água existente no interior dos agregados, resultante de
uma secagem menos efectiva, diminuir a capacidade de absorção da matriz, estes factores não foram
suficientes para compensar a porosidade aberta e a ausência de película externa dos agregados de
bagacina.
Ainda assim, os valores obtidos foram inferiores a 0,1 mm/min0,5
, que segundo Browne (1991)
corresponde a betões de elevada durabilidade.
No Quadro 4.21 e nas Figuras 4.45 e 4.46, confere-se que a absorção inicial e respectivo
coeficiente de absorção são superiores nos BEAL. Tal como referido anteriormente, existindo um
corte capilar entre a pasta e o agregado, seria de esperar que essas diferenças fossem inferiores,
conforme se observa no betão de a/c = 0,56. No entanto, uma vez que os provetes são cortados, é de
esperar que as partículas na superfície também participem na absorção. Assim, as partículas de
agregado leve vão contribuir para a absorção, fazendo com que a absorção se dê em toda a área, ao
contrário do que se passa nos BN, onde o agregado impede a entrada de água, fazendo com que a
0,1550,176
0,237
0,050
0,0840,098
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
BN 56 BL 56 BAFL 56 BN 35 BL 35 BAFL 35
Co
efi
cie
nte
de
abso
rção
(m
m/m
in⁰′
⁵)
4.46
absorção ocorra apenas através da parcela correspondente à pasta. No entanto, este fenómeno
superficial não justifica por si só a diferença elevada que é obtida em relação aos BN, tendo em conta
que a diferença entre estes betões foi muito reduzida nas misturas de menor compacidade (a/c =
0,56). Por outro lado, a reduzida diferença que é obtida face aos betões de areias leves leva também
a suspeitar que a mistura BL35 possa ter sido produzida com um a/c efectivo superior. Ainda, embora
com menor relevância, os BEAL, ao estarem normalmente associados a maiores teores de ar,
contribuem para que a absorção nos primeiros minutos seja superior face à verificada nos BN.
Nas Figuras 4.45 e 4.46, verifica-se ainda uma maior absorção final nos BEAL, tal como seria de
esperar. Este aumento de absorção final está associado à maior absorção inicial nos BEAL e também
à maior participação dos agregados porosos na absorção a longo tempo (porosidade aberta total
superior nos BL).
Parhizkar et al. (2011) obtiveram, para betões produzidos com pedra-pomes, valores de
absorção menores face ao betão convencional de controlo, para relações de a/c a variar entre 0,37 e
0,46. Os autores justificaram os resultados obtidos pelo maior teor de água usualmente existente
nestes betões, cujo tempo de secagem tende a ser superior.
Com base em resultados obtidos em betões com agregados de argila expandida, Bogas (2011)
conclui que a baixa capacidade de absorção dos BEAL se dá em grande parte devido à melhor
qualidade da zona de transição e compatibilidade elástica, à quebra de continuidade nos poros, aos
maiores tempos de secagem e ao prolongamento da cura interna. Contudo, estes aspectos podem
não ser suficientes para compensarem a maior porosidade dos agregados leves, eventual incremento
no teor de ar e ainda o efeito referido da maior absorção superficial.
4.4.6 Resistência à carbonatação
No presente subcapítulo, é caracterizada a resistência à carbonatação dos betões estudados na
presente dissertação, onde é analisada a influência do tipo de agregado, comparação entre a
carbonatação sofrida nos BEAL e nos BN e a influência da relação a/c.
De acordo com a especificação LNEC E391 (1993), o ensaio de resistência à carbonatação
acelerada deve realizar-se em regime contínuo, sem interrupções. No presente trabalho, isso não
sucedeu devido a uma avaria num dos componentes da câmara de carbonatação, estando a câmara
inoperante num período aproximado de um mês. Contudo, o ensaio foi prolongado no mesmo número
de dias em que esta se encontrou avariada, de modo a compensar o período sem exposição a
elevados teores de CO2. De referir ainda que todos os provetes foram sujeitos às mesmas condições
de ensaio, sendo legítima a caracterização relativa entre betões.
No Quadro 4.22, apresentam-se os coeficientes de carbonatação obtidos para os betões
produzidos e respectivos coeficientes de correlação associados. São ainda apresentados os valores
da profundidade de carbonatação medidos após 90 dias de exposição em ambiente acelerado de 5%
de CO2 e 65% HR.
4.47
Quadro 4.22 - Coeficientes de carbonatação e profundidade de carbonatação aos 90 dias dos betões estudados.
A profundidade de carbonatação pode ser expressa de modo aproximado segundo uma
expressão do tipo √ ou , para uma abordagem mais geral (Bogas 2011).
Desta forma, foram determinados os coeficientes , e , em que o parâmetro foi desprezado
(Anexo XVI). O valor da constante foi obtido através do declive da recta de regressão linear com
intersecção na origem do referencial, tendo em conta a definição da profundidade de carbonatação
em função da √ . No caso dos parâmetros e , os valores foram obtidos através da expressão
da curva de potência que tem por base os resultados apresentados na Figura 4.48.
Figura 4.48 - Coeficientes de carbonatação dos betões formulados.
Antes de se proceder à análise dos resultados, torna-se importante referenciar os principais
factores que influenciam de forma directa a resistência à carbonatação nos betões. A porosidade
aberta ou, mais correctamente, a permeabilidade do betão tem um papel essencial na carbonatação.
Desta forma, faz sentido referenciar a qualidade do betão, onde o decréscimo da relação a/c e o
aumento da hidratação da pasta cimentícia provocam uma diminuição da permeabilidade e,
consequentemente, a diminuição da carbonatação. A taxa de carbonatação depende também da
capacidade de fixação do CO2, propriedade que é proporcional à quantidade de substâncias
carbonatáveis na pasta. De uma forma muito breve, hidratações mais efectivas conduzem a maiores
percentagens de substâncias carbonatáveis, que por sua vez contribuem para menores taxas de
carbonatação.
Como se pode observar no Quadro 4.22, é possível traduzir a evolução da profundidade de
carbonatação ao longo do tempo apresentada na Figura 4.48 com base na expressão ,
obtendo-se coeficientes de correlação superiores a 0,96 para os betões de relação a/c = 0,56 e
superiores a 0,85 para a relação a/c = 0,35. Nos betões de compacidade mais baixa, o parâmetro
variou entre 0,39 e 0,50, enquanto que, nos betões de elevada compacidade, obtiveram-se valores
compreendidos entre 0,40 e 1,07. Estes resultados provam que a carbonatação nas composições de
BN56 26,5 0,99 2,15 0,39 1,00 13,0
BL56 42,5 0,98 2,73 0,44 0,96 22,5
BAFL56 50,4 0,99 2,57 0,50 0,98 25,5
BN35 3,0 0,95 0,24 0,40 0,95 1,5
BL35 12,5 0,88 0,06 1,07 0,88 7,0
BAFL35 20,3 0,86 0,13 0,99 0,85 11,0
Kc1
(mm/ano⁰′⁵)Composição
Prof. de carbonatação
90 dias (mm)R²nc
Kc2
(mm/ano⁰′⁵)R²
26,5
42,5
50,4
3,0
12,5
20,3
0,0
10,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
BN56 BL56 BAFL56 BN35 BL35 BAFL35
Kc1 (mm/ano⁰′⁵)2,15
2,732,57
0,240,06 0,13
0,39 0,44 0,50 0,40
1,07 0,99
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
BN56 BL56 BAFL56 BN35 BL35 BAFL35
Kc2 (mm/ano⁰′⁵)
nc
4.48
compacidade normal evolui de forma aproximadamente linear com a raiz do tempo, confirmando-se
coeficientes de correlação associados ao parâmetro superiores a 0,98. No entanto, os parâmetros
obtidos para os betões de maior compacidade não se mostraram concordantes do mesmo modo que
os obtidos nos betões de menor compacidade. A justificação para este facto vem apresentada no
seguinte parágrafo.
Figura 4.49 - Influência do agregado no avanço da carbonatação: a) BL35; b) BL56.
Nos betões de maior compacidade (a/c = 0,35) a curva de carbonatação teve uma evolução
diferente do esperado. Esse fenómeno deverá estar relacionado com o efeito proporcionado pela
maior porosidade dos agregados que se encontram junto à face do betão. Dado que as pastas de
relação a/c = 0,35 apresentam elevada compacidade, a profundidade de carbonatação tende a ser
pouco importante ao longo do tempo (apenas 2 a 10 mm após 90 dias de exposição). Assim, nesta
pequena faixa de carbonatação, a presença de um agregado mais poroso, cuja dimensão se situa
entre 4 e 11,2 mm, permite um incremento aparentemente acelerado na taxa de carbonatação,
conforme ilustrado na Figura 4.49. Isso justifica o desenvolvimento aparentemente anómalo que se
observa na Figura 4.51, em que, até aos 28 dias, a profundidade de carbonatação é semelhante nos
BN e nos BL, dado que nenhum agregado grosso é envolvido nos primeiros 2-4 mm de betão. Após
esta idade, assim que os agregados porosos se tornam disponíveis, a difusão de CO2 é acelerada e a
curva de carbonatação sofre um salto importante no seu desenvolvimento. Este aspecto assume
particular relevância nos betões de bagacina, dado que estes, ao contrário dos agregados de argila
expandida, não apresentam uma película exterior protectora de maior densidade.
Ao analisar o Quadro 4.22 e as Figuras 4.50 e 4.51, torna-se evidente que a resistência à
carbonatação é maior nos betões de agregados normais e que diminui com o aumento da
percentagem de agregados leves na mistura. Verifica-se uma profundidade de 13,0 mm no BN56 ao
fim de 90 dias de exposição, enquanto que as composições BL56 (Figura 4.52) e BAFL56 conduziram
a profundidades na ordem dos 22,5 e 25,5 mm, respectivamente. Nas misturas de maior
compacidade (relação a/c = 0,35) as profundidades de carbonatação foram inferiores, traduzindo-se
em apenas 1,5, 7,0 e 11,0 mm, nos BN, BL (Figura 4.53) e BAFL, respectivamente. Os maiores
valores nos betões leves foram já explicados anteriormente. De acordo com os valores obtidos, é
possível concluir que o tipo de agregado tem influência na resistência à carbonatação dos betões. De
facto, a porosidade encontrada na bagacina permite que a difusão de CO2 se faça mais facilmente,
contribuindo para uma maior evolução da frente de carbonatação. Este facto corrobora o referido no
a) b)
4.49
EuroLightCon R18 (2000), que conclui que, devido à porosidade dos BEAL, é esperado que a
profundidade de carbonatação seja superior face aos BN.
Figura 4.50 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,56.
Figura 4.51 - Profundidade de carbonatação nos betões produzidos com relação a/c = 0,35.
Tal como seria de esperar, a inclusão de agregados finos leves em substituição de areias
normais provoca uma diminuição na resistência à carbonatação, pois o aumento da porosidade da
pasta faz com que a permeabilidade da pasta seja mais elevada. Assas (2012) obteve constatações
idênticas quando procedeu à substituição da areia de massa volúmica normal por areia leve em
betões de agregados grossos de pedra-pomes. Bogas (2011) verificou também um aumento na
profundidade de carbonatação nos betões de maior porosidade. O autor salienta a irregularidade da
frente de carbonatação, observando maiores profundidades de carbonatação, sobretudo nas zonas
de maior densidade de partículas menos envolvidas pela pasta.
Como referido anteriormente, a qualidade da pasta tem uma enorme influência na resistência à
carbonatação. Assim, é expectável que a série de betões de menor compacidade conduza a
coeficiente de carbonatação superiores face aos obtidos para betões de maior compacidade. A
presença de uma argamassa de maior relação a/c e menos hidratada provoca um aumento da
porosidade aberta, conduzindo a uma maior participação dos agregados nas propriedades de
transporte.
0
5
10
15
20
25
30
0 20 40 60 80 100
Pro
fun
did
ade
de
carb
on
ataç
ão (
mm
)
Tempo (dias)
BN56 BL56 BAFL56
0
2
4
6
8
10
12
0 20 40 60 80 100
Pro
fun
fid
ade
de
carb
on
ataç
ão (
mm
)
Tempo (dias)
BN35 BL35 BAFL35
4.50
Figura 4.52 - Evolução da frente de carbonatação
ao longo do tempo de ensaio na mistura BL56.
Figura 4.53 - Evolução da frente de carbonatação ao longo do
tempo de ensaio na mistura BL35.
Gündüz e Uğur (2004) obtiveram resultados idênticos aos alcançados na presente dissertação,
onde as menores relações a/c conduziram a valores aceitáveis de resistência à carbonatação em
betões de pedra-pomes, evidenciando a menor participação destes face a argamassas de menor
compacidade.
De forma a se ter uma ideia do comportamento real dos betões estudados foi admitido que os
coeficientes de carbonatação resultantes do ensaio acelerado, , relacionam-se com os
coeficientes em exposição natural de CO2, , através da expressão (4.8). Para tal, considerou-se
o valor da concentração de CO2 na atmosfera ( ) igual a 0,7x10-3
kg/m³ e o valor de concentração
na câmara de carbonatação ( ) de 90x10-3
kg/m³.
√
(4.8)
Embora de forma menos rigorosa, é possível estimar, através da expressão √ , a
que idade a frente de carbonatação nos betões alcança o nível das armaduras. No Quadro 4.23, é
apresentado como exemplo, uma estimativa do tempo necessário para que se atinjam espessuras de
carbonatação de 25 e 40 mm.
Quadro 4.23 - Estimativa do nº de anos até ao início da despassivação das armaduras.
É comum relacionar as diversas propriedades de transporte com a profundidade ou taxa de
carbonatação, de modo a se proceder de forma expedita à avaliação da qualidade e durabilidade de
BN56 BL56 BAFL56 BN35 BL35 BAFL35
25 114 44 32 8929 514 195
40 293 114 81 22857 1317 499
Estimativa do tempo associado a profundidades de carbonatação de 25 e 40 mmRecobrimento
(mm)
7
dias
28
dias
56
dias
90
dias
7
dias
28
dias
56
dias
90
dias
4.51
um betão (Kropp 1995). Desta forma, na Figura 4.54, apresenta-se a correlação entre o coeficiente de
carbonatação ( ) e o coeficiente de absorção de água aos 28 dias de idade.
Figura 4.54 - Relação entre os coeficientes de carbonatação e absorção capilar aos 28 dias de idade.
Como é possível verificar na Figura 4.54, existe uma boa correlação entre o coeficiente de
carbonatação e o coeficiente de absorção capilar. Conforme referido, ambas as propriedades
dependem da porosidade do betão, traduzida pela relação a/c da pasta e pela porosidade do
agregado.
Contudo, convém referir que, embora, aparentemente, as propriedades sejam correlacionáveis,
os mecanismos que regem ambos os fenómenos são diferentes. De referir ainda que tanto a
absorção capilar como a carbonatação foram fortemente influenciados pelas condições de ensaio,
nomeadamente pela presença de maior ou menor número de partículas porosas junto à superfície
dos espécimes, que facilitam o acesso às regiões internas do betão. Note-se ainda que, ao contrário
da absorção capilar, a taxa de carbonatação depende da capacidade de fixação de CO2 da pasta.
Na Figura 4.55, é apresentada a correlação entre a resistência média à compressão aos 28 dias
e o coeficiente de carbonatação dos betões produzidos no presente trabalho.
Figura 4.55 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de carbonatação.
É sabido que as propriedades mecânicas, entre elas a resistência à compressão, não traduzem
de forma rigorosa a qualidade dos betões em termos de durabilidade (Bogas 2011, Knopp 1995,
Holm 2000, Chandra 2003).
0
10
20
30
40
50
60
70
30 40 50 60 70 80
Kc1
(m
m/a
no⁰′⁵)
fcm,28 (MPa)
4.52
Porém, tal como observado por Bogas (2011), nota-se uma tendência para o decréscimo
aproximadamente exponencial da carbonatação em função da resistência à compressão. De facto, a
diminuição da qualidade da pasta e o aumento da porosidade nos agregados contribuem para a
diminuição da capacidade resistente dos betões. No entanto, à medida que se caminha para betões
de elevada resistência, a durabilidade é mais afectada pela qualidade da pasta, ao contrário do que
sucede na resistência à compressão que é mais afectada pela qualidade do agregado. Daí o
desempenho exponencial observado na Figura 4.55.
Na Figura 4.56, apresenta-se a relação entre a massa volúmica seca aos 28 dias e o coeficiente
de carbonatação das composições estudadas.
Figura 4.56 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de carbonatação.
É possível observar uma fraca correlação entre estas duas propriedades. Contudo, à semelhança
da relação entre a resistência à compressão e a taxa de carbonatação, existe um decréscimo do
coeficiente de carbonatação com o aumento da massa volúmica nos betões que é aproximadamente
exponencial. Conforme referido, para além do tipo de agregado, a relação a/c que tem uma menor
influência na massa volúmica, assume um papel preponderante na durabilidade dos betões.
4.4.7 Resistência à penetração de cloretos
No presente subcapítulo, é caracterizada a penetração de cloretos nos betões estudados na
campanha experimental, onde é analisada a influência do tipo de agregado, comportamento relativo
dos BEAL face aos BN e influência da relação a/c.
O ingresso de cloretos no betão depende do coeficiente de difusão do agregado, pasta e zona de
interface agregado-pasta. Deste modo, à semelhança da carbonatação e da absorção capilar, a
difusão de cloretos vai depender da qualidade da pasta e da maior ou menor acessibilidade à maior
porosidade dos agregados. Assim, argamassas com baixas relações a/c e elevado grau de
hidratação associadas a matrizes de menor permeabilidade devem conduzir a menores coeficientes
de difusão. Outro factor importante para a difusão de iões é o teor de humidade na pasta e nos
agregados, já que o fenómeno de difusão torna-se importante apenas em meios contínuos em que os
poros estejam preenchidos por água. Logo, é de esperar que a participação do agregado seja mais
efectiva nos casos em que a pasta apresenta menor compacidade e a humidade nos agregados é
próxima da saturação.
4.53
No Quadro 4.24 e Figura 4.57, são apresentados os valores médios dos coeficientes de difusão
de cloretos obtidos para os betões formulados na presente dissertação. No mesmo quadro são ainda
apresentados os coeficientes de variação (Cv) associados aos valores de difusão.
Quadro 4.24 - Coeficientes médios de difusão de cloretos, aos 28 dias, dos betões estudados.
Figura 4.57 - Coeficientes de difusão médios dos betões formulados.
Ao analisar o Quadro 4.24 e a Figura 4.57, é possível verificar um aumento no coeficiente de
difusão com o aumento da percentagem de agregados leves nos betões, tanto em misturas de menor
como de maior compacidade. Para os BEAL de baixa compacidade (a/c = 0,56) constatam-se
acréscimos na difusão de cerca de 4 e 35% no BL e BAFL face ao BN, respectivamente. Na série de
misturas de maior compacidade (a/c = 0,35) verificam-se acréscimos na ordem dos 33 e 36% na
sequência de betões acima referidos. Ou seja, ao contrário do que seria de esperar, verifica-se que a
diferença entre os BEAL e os BN tende a ser superior nos betões de maior compacidade.
Importa referir que, devido ao procedimento de ensaio, os provetes a ensaiar foram embebidos
numa solução de hidróxido de cálcio e, desta forma, é de esperar que os espécimes se encontrem
próximo da saturação. Assim, este procedimento facilita a saturação dos agregados, tornando-os
disponíveis para o estabelecimento de pontes de difusão mais porosas. Porém, em situações reais,
de elementos não submersos, em que os betões são sujeitos a um determinado período de secagem,
os agregados tendem a perder rapidamente o seu teor em água para a pasta.
Ainda assim, constata-se que os valores de difusão nos BN56 e BL56 são muito próximos. A
justificação pode estar associada à melhor interface agregado-pasta, pois a estrutura porosa dos AL
permite que se criem zonas de maior compacidade, reduzindo a permeabilidade do betão. Uma vez
que a compacidade da pasta é a mesma no BN e no BL e os AL estão isolados pela pasta e por
zonas de interface de melhor qualidade, seria de esperar que as diferenças de difusão fossem menos
Cv
(%)
BN 56 16,7 1,5%
BL 56 17,4 4,0%
BAFL 56 25,6 4,9%
BN 35 7,5 20,1%
BL 35 11,3 4,1%
BAFL 35 11,8 7,6%
ComposiçãoDcl
(x10¯¹² m²/s)
16,7 17,4
25,6
7,5
11,3 11,8
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
BN 56 BL 56 BAFL 56 BN 35 BL 35 BAFL 35
Dcl
(x1
0¯¹
² m
²/s)
4.54
distintas. Contudo, estabelecendo-se o acesso às partículas de AL mais porosas, é normal que a
difusão seja superior.
Porém, verifica-se um aumento de 35% no coeficiente de difusão da mistura com areia leves
(BAFL56). De facto, a substituição da areia fina normal pelo pó de bagacina vem aumentar a
porosidade da pasta e, por conseguinte, o aumento da permeabilidade. Assas (2012) obteve
resultados idênticos ao substituir agregados finos de densidade normal por finos de pedra-pomes,
reportando acréscimos no coeficiente de difusão de 4 para 12 x10-¹² m²/s quando procedeu à
substituição de 50% da areia normal por pedra-pomes.
Tal como esperado, os coeficientes de difusão foram significativamente inferiores nas misturas
de maior compacidade (a/c = 0,35). De facto, baixas relações a/c conduzem a pastas menos porosas
e, como tal, a menores difusibilidades. Porém, verifica-se uma diferença mais elevada no coeficiente
de difusão entre os BN e os BEAL, que seria à partida menos expectável, dado que a maior
compacidade da pasta deveria ter um efeito de protecção sobre os agregados leves.
Por sua vez, ao contrário do sucedido nas composições de a/c = 0,56, as composições leves
BL35 e BAFL35 apresentaram valores idênticos de difusão. Mais uma vez, seria expectável que os
betões com agregados grossos e finos leves facilitassem mais a difusão dos iões cloretos para o
interior dos espécimes, contribuindo para um maior aumento do coeficiente de difusão.
Uma possível justificação para os fenómenos ocorridos pode ser novamente atribuída aos efeitos
de maior absorção e permeabilidade superficial resultante do ensaio de penetração ser realizado
sobre espécimes previamente seccionados. No betão de maior a/c, a profundidade de penetração é
elevada e assim a influência da maior porosidade dos agregados na superfície dos espécimes é
diluída. Porém, a penetração na mistura de maior compacidade foi mais reduzida, e os efeitos de
superfície assumiram maior relevância. De facto, não se pode desprezar o aumento considerável de
área de contacto directo dos agregados seccionados da superfície com a solução de cloretos,
permitindo um aumento extra de permeabilidade nos primeiros 5 - 10 mm de espessura do espécime.
Note-se que, a tendência verificada neste ensaio foi semelhante à observada na absorção capilar.
Independentemente da influência do efeito de superfície, mais uma vez, os resultados obtidos para a
mistura BL35 levam a suspeitar que este betão tenha sido produzido com um a/c efectivo superior.
Assim, nos betões de maior compacidade, o coeficiente de difusão foi aparentemente bastante
superior nos BEAL.
Vários autores têm procurado relacionar as propriedades da estrutura porosa com a penetração
de cloretos nos betões, de modo a que de uma maneira expedita se avalie a durabilidade nos betões
(Nilsson e Luping 1995, Bentz et al. 1999). Desta forma, na Figura 4.58, apresenta-se a correlação
entre o coeficiente de difusão ( ) e o coeficiente de absorção capilar aos 28 dias de idade.
À semelhança do constatado por Bogas (2011), é possível verificar uma boa correlação, superior
a 0,95, entre os coeficientes de difusão e de absorção. De referir que as duas propriedades regem-se
segundo mecanismos de penetração diferentes. Contudo, o sistema de poros envolvido por ambos os
mecanismos é o mesmo, embora a difusão de iões seja menos afectada pela dimensão dos poros do
que a absorção capilar.
4.55
Figura 4.58 - Relação entre os coeficientes de difusão e absorção capilar aos 28 dias de idade.
A elevada correlação entre as propriedades está igualmente relacionada com o facto de ambos
terem sido igualmente influenciados pelos efeitos de superfície já mencionados.
Na Figura 4.59, é apresentada a correlação entre a resistência média à compressão aos 28 dias
e o coeficiente de difusão de cloretos dos betões analisados no presente trabalho.
Figura 4.59 - Relação entre a resistência média aos 28 dias e o coeficiente de difusão.
Verifica-se que, para o mesmo tipo de agregados e variando apenas a relação a/c dos betões,
existe uma boa correlação entre as duas propriedades. Verifica-se que existe uma tendência para o
coeficiente de difusão diminuir de forma exponencial com o aumento da resistência à compressão.
Tal como referido para as outras propriedades de durabilidade analisadas no presente estudo, a
qualidade da pasta assume maior relevância na durabilidade do que na resistência à compressão,
pois, a partir de um dado nível de resistência, esta última propriedade é usualmente governada pelas
características do agregado.
Na Figura 4.60, é apresentada a relação entre a massa volúmica seca aos 28 dias e o coeficiente
de difusão das composições estudadas.
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
30 40 50 60 70 80
Dcl
(x1
0¯¹
² m
²/s)
fcm,28 (MPa)
4.56
Figura 4.60 - Relação entre a massa volúmica seca 28 dias e o coeficiente de difusão.
À semelhança do referido para a resistência à carbonatação, existe uma fraca correlação entre o
coeficiente de difusão e a massa volúmica seca aos 28 dias. Estes resultados permitem concluir que
a porosidade dos agregados não assume a mesma importância nas duas propriedades, pois a massa
volúmica é essencialmente governada pelas características dos agregados e a difusão é mais
condicionada pelas características da pasta. Verifica-se, inclusivamente, que é possível produzir
betões com coeficientes de difusão bastante diferentes sem alterar significativamente o valor da
massa volúmica.
5.1
Capítulo 5 Conclusões
5.1 Considerações finais
O presente trabalho consistiu no estudo das principais propriedades físicas, mecânicas e de
durabilidade de betões estruturais produzidos com agregados de escórias vulcânicas (bagacina)
provenientes dos Açores, tendo como referência betões com agregados normais de idêntica
composição.
No presente ponto é apresentado um resumo das principais conclusões referente à análise dos
resultados obtidos durante a fase experimental, com especial ênfase para as características dos AL
de bagacina, comportamento físico e mecânico dos betões produzidos com bagacina e respectivo
desempenho em termos de durabilidade. Finalmente, são apresentadas algumas propostas de
desenvolvimento futuro com vista a consolidar o conhecimento no domínio dos betões produzidos
com agregados de bagacina.
5.2 Conclusões gerais
O presente subcapítulo encontra-se organizado em três partes. Em primeiro lugar, são
abordadas as propriedades relativas aos agregados de escória vulcânica proveniente dos Açores. De
seguida, apresentam-se as conclusões relativas ao comportamento dos betões no estado fresco. Por
último, são referidas as principais conclusões obtidas no estudo de caracterização dos betões leves
de bagacina, no estado endurecido.
A massa volúmica dos agregados de bagacina é uma das propriedades mais relevantes deste
tipo de agregado, pois inclui o mesmo na classe de agregados capazes de produzir betões leves. A
massa volúmica seca da bagacina foi de 1556 kg/m3, apresentando uma redução face ao agregado
grosso corrente (brita 1) na ordem dos 41%. Por sua vez, o pó de bagacina registou uma massa
volúmica de 1963 kg/m3, correspondendo a uma diminuição de 24% face às areias naturais de massa
volúmica normal. A elevada redução verificada na massa volúmica tem origem na elevada porosidade
da estrutura dos agregados de bagacina. Os agregados de bagacina apresentam também maior
absorção de água do que os agregados normais, devido à sua maior porosidade aberta.
Em relação às propriedades geométricas, os agregados grossos de bagacina (AGE)
apresentam uma forma mais cúbica do que os agregados de massa volúmica normal (brita 1). De
facto, devido à sua estrutura frágil, os AGE adquirem uma forma menos alongada quando são
submetidos aos processos de extracção e britagem.
A resistência ao esmagamento dos agregados de bagacina é relativamente baixa, tal como
sucede usualmente nos agregados deste tipo, com elevada porosidade. No entanto, o estudo dos
betões no estado endurecido demonstra que a capacidade resistente dos AGE no betão é fortemente
incrementada, possibilitando a produção de betões estruturais de moderada resistência.
Em relação às propriedades dos betões no estado fresco, é possível concluir que a
introdução de bagacina nas misturas não afecta de forma significativa a trabalhabilidade dos betões,
resultando em valores semelhantes aos obtidos no betão corrente. Eventuais diferenças de
5.2
trabalhabilidade observadas nos BEAL estão relacionadas com a dependência do ensaio de
abaixamento da massa volúmica do betão e a maior sensibilidade dos BEAL a pequenas variações
do volume e das características da pasta.
A incorporação de bagacina conduziu a reduções de massa volúmica fresca na ordem dos 14
e 15% nos BL e BAFL respectivamente, em relação aos betões normais de idêntica composição. As
reduções registadas estão relacionadas com a menor massa volúmica dos agregados de escória
incorporados nas misturas, sendo superiores nos BAFL, onde adicionalmente parte da areia de
massa volúmica normal é substituída por pó de bagacina.
Os betões de bagacina produzidos no presente estudo apresentaram massa volúmica seca
inferior a 2000 kg/m³, inserindo-se nas classes D1.8 - D2.0 segundo a EN 206-9 (2010). Assim,
conclui-se que é possível produzir betões leves com este tipo de agregado. Verificou-se uma redução
na massa volúmica seca, aos 28 dias, na ordem dos 18 e 23%, nos BL e BAFL respectivamente, face
aos betões correntes de idêntica composição.
Em geral, a incorporação de bagacina conduziu à diminuição da resistência à compressão,
resistência à tração e módulo de elasticidade dos betões.
Tendo em conta as composições consideradas no presente trabalho, foi possível produzir
betões de características estruturais com agregados de bagacina, que se inserem nas classes de
resistência LC30/33 a LC40/44, segundo a EN 206-9 (2010). Face aos betões normais, ocorreu uma
redução na ordem dos 19 e 27%, no caso dos BL e BAFL, respectivamente. A redução obtida resulta
da menor capacidade resistente e menor rigidez dos agregados de bagacina face aos agregados de
massa volúmica normal.
Foi efectuado um estudo detalhado do comportamento dos betões produzidos com bagacina,
tendo-se concluído que: até resistências na ordem dos 36 MPa, os BEAL apresentam um
comportamento semelhante ao dos BN, evidenciando melhores níveis de eficiência estrutural dado
que permitem a redução da massa volúmica sem prejudicar de forma significativa a resistência
mecânica; para níveis de resistência entre 36 e 50 MPa, os BEAL proporcionam soluções
competitivas com relações resistência/massa volúmica idênticas às dos betões correntes, podendo
participar em soluções estruturais, onde o nível de resistência e a carga permanente sejam ambas
importantes para o dimensionamento; para resistências próximas ou superiores ao patamar de
resistência (≈ 50 MPa), a redução de resistência nos BEAL não é compensada pela redução do seu
próprio peso, atingindo-se soluções estruturais pouco eficientes e menos competitivas. Neste último
caso, a consideração deste tipo de betões apenas se justifica em situações onde a massa volúmica
e/ou durabilidade sejam critérios condicionantes no dimensionamento. Foi ainda verificada a
expressão sugerida pela NP EN 1992-1-1 (2010) referente aos coeficientes de endurecimento nas
curvas de evolução da resistência à compressão, tendo-se constatado a sua adequabilidade à
evolução da resistência apresentada pelos betões com bagacina.
A resistência à tracção por compressão diametral dos betões produzidos com agregados de
bagacina foi sempre superior ao mínimo recomendado na ASTMC330 para betões leves com
características estruturais. Verificou-se uma maior redução na resistência à tração face à observada
na resistência à compressão, correspondendo a cerca de 15 e 31% nos betões com AGE face aos
5.3
betões comuns de igual composição, tendo em consideração pastas de menor e maior compacidade,
respectivamente. Nos betões com incorporação de pó de bagacina, essas reduções foram de 31 e
42%, respectivamente. Apesar dos BEAL apresentarem zonas de interface de melhor qualidade, a
fraca capacidade resistente do agregado limita o aumento da resistência à tração. Assim, à
semelhança do sucedido na resistência à compressão, a bagacina limita a capacidade resistente do
betão a um patamar de resistência onde o aumento da qualidade da pasta não incrementa de forma
significativa a resistência à tracção dos betões. Verifica-se ainda que a resistência à tracção a partir
da qual os BEAL apresentam menor eficiência estrutural é inferior ao que se observa na resistência à
compressão. Foi ainda verificado que a expressão que relaciona a resistência à compressão com a
resistência à tracção, sugerida na NP EN 1992-1-1 (2010), conduz a estimativas conservativas de até
23% na determinação da resistência à tracção dos betões com agregados de bagacina, revelando-se
mais apropriada para betões de menor relação a/c.
A incorporação de AGE nos betões conduziu a reduções no módulo de elasticidade de 32 e
39% face aos betões normais, tendo em conta as misturas de baixa e elevada compacidade,
respectivamente. A incorporação de areias leves conduziu a uma redução adicional no módulo de
elasticidade de 5 e 15%, respectivamente. Isso justifica-se, pois os agregados de bagacina
apresentam menor rigidez face aos AN. Existe ainda um aumento de incompatibilidade elástica entre
os agregados e a pasta com o incremento da qualidade da pasta, ou seja, maior o nível de resistência
do betão. Importa também referir que, enquanto os agregados dos betões correntes afectam
favoravelmente a rigidez do betão, o mesmo não sucede, pelo menos de forma significativa, na
resistência. As reduções observadas estão de acordo com o reportado por outros autores, tendo em
conta betões produzidos com agregados leves. Foi ainda concluído que a expressão que relaciona o
módulo de elasticidade com a resistência à compressão dos betões, sugerida na NP EN 1992-1-1
(2010), conduz a estimativas conservativas do módulo de elasticidade nos betões com agregados de
bagacina, inferiores a 15%.
Tal como esperado, os BEAL com agregados de bagacina apresentam retracções a longo
prazo superiores às dos betões correntes. A incorporação de agregados de bagacina, associados a
menor rigidez, foi responsável por incrementos de até 30% na retracção total. No entanto, em idades
iniciais, a maior deformabilidade da bagacina foi compensada pela cura interna proporcionada pelos
agregados, permitindo o retardamento da retracção. Desta forma, a retracção inicial nos BEAL com
bagacina foi inferior à dos betões normais. Foi ainda verificado que a curva de evolução da retracção
sugerida na NP EN 1992-1-1 (2010) sobrestima em demasia a retracção total nos betões com
bagacina, não se revelando adequada para este tipo de betões, nomeadamente no que se refere à
retracção em idades jovens.
Em termos de durabilidade, verificou-se uma redução geral do desempenho dos BEAL face
aos betões normais de igual composição. No entanto, apesar da redução observada, os BEAL foram
capazes de evidenciar durabilidades bastante satisfatórias, nomeadamente quando se consideraram
as misturas de elevada compacidade.
O coeficiente de absorção aumentou com o aumento da percentagem de agregados de
bagacina na mistura, atingindo incrementos de até 68 e 96% nos BL e BAFL, respectivamente.
5.4
Apesar de a qualidade da pasta ter maior influência no mecanismo de absorção de água e os BEAL
apresentarem melhor qualidade da zona da interface, a maior porosidade aberta e a ausência de
película externa nos agregados de bagacina foram condicionantes na absorção. A maior absorção
inicial proporcionada pelos agregados leves junto à secção do provete em contacto com a água teve
influência nos resultados obtidos. Contudo, tendo por base a classificação de Browne (1991), foi
possível produzir betões de elevada durabilidade quando se incorporaram pastas de elevada
compacidade.
Os BEAL com bagacina apresentaram naturalmente menor resistência à carbonatação do
que os BN de idêntica composição. De facto, a maior porosidade dos agregados de bagacina facilita
a difusão de CO2 através do betão. Tal como seria de esperar, a introdução de areias leves (pó de
bagacina) nas misturas conduz a um aumento da porosidade da pasta, contribuindo para o aumento
da taxa de carbonatação. Contudo, nos betões com pastas de maior compacidade, a profundidade de
carbonatação nos betões correntes e nos BL foi semelhante até à idade de exposição de 28 dias,
dado que a elevada qualidade da pasta impediu que a frente de carbonatação atingisse o nível dos
agregados (primeiros 2-4 mm). Porém, assim que a frente de carbonatação atingiu os primeiros
agregados grossos de bagacina, a difusão de CO2 aumentou significativamente. Ainda assim, estima-
se, em média, que mesmo nos BL de menor compacidade podem ser necessários mais de 44 anos
para se atingirem 25 mm de profundidade de carbonatação. Por sua vez, nas misturas de maior
compacidade, a mesma profundidade poderá ser atingira após mais de 500 anos, demonstrando-se
que nesta situação a corrosão induzida por carbonatação não deverá ser um mecanismo de
degradação condicionante para a durabilidade dos BL.
No que diz respeito à penetração de cloretos, apesar de os resultados obtidos exigirem uma
análise futura mais cuidada, pode-se concluir que os BEAL com bagacina apresentaram pior
desempenho face aos betões de massa volúmica normal. Uma vez que a resistência à penetração de
cloretos está mais ligada à qualidade da pasta, seriam de esperar resultados mais idênticos nos dois
tipos de betões, com e sem incorporação de AGE. Porém, apenas nas misturas de menor
compacidade, isso foi constatado. A pré-saturação dos provetes, tornando acessível a difusão através
dos poros dos agregados, bem como os efeitos superficiais já referidos para a absorção capilar,
poderão ter contribuído para a maior penetração de cloretos observada nos BEAL face aos BN.
A redução do desempenho relativo dos betões com bagacina face aos betões normais, nas
misturas de maior compacidade, pode estar relacionada com uma eventual variação na relação a/c
efectiva dos BL durante a sua produção. Esta tendência é igualmente identificada na absorção capilar
e carbonatação. A incorporação adicional de pó de bagacina conduziu a aumentos de 53 e 57% no
coeficiente de difusão, o que pode afectar de forma importante a vida útil dos betões.
Conclui-se ainda que as propriedades de durabilidade dos BEAL com bagacina não se podem
relacionar com as propriedades mecânicas, dado que ambas são afectadas de forma diferente pela
pasta e pelo agregado. De facto, enquanto a durabilidade é maioritariamente condicionada pela
qualidade da pasta, as características mecânicas dependem essencialmente da capacidade
resistente do agregado.
5.5
Em resumo, no presente trabalho foi possível produzir betões estruturais com agregados de
bagacina, cuja eficiência estrutural pode ser superior à dos betões convencionais, dependendo do
nível de resistência pretendido. Em misturas com pastas de elevada qualidade foram atingidas
soluções com características mecânicas e de durabilidade suficientemente elevadas para permitir a
sua aplicação competitiva em soluções estruturais de moderada resistência, tornando viável a sua
utilização nas regiões autónomas dos Açores.
5.3 Propostas de desenvolvimento futuro
A realização e o desenvolvimento da presente dissertação permitiram atingir um nível de
conhecimento e de informação que outrora era escassa no que toca à utilização de betões com
agregados leves de escórias vulcânicas, mais propriamente agregados de bagacina. Contudo, o
presente estudo é apenas uma pequena abordagem que deve ser complementada com outros
trabalhos de investigação que visem um conhecimento mais profundo do comportamento destes
betões. Como tal, para uma maior confiança na utilização da bagacina na construção, são sugeridos
alguns temas de desenvolvimento futuro:
análise da resistência mecânica e durabilidade em betões com agregados de bagacina e
diferentes composições, nomeadamente tendo em conta outros níveis de compacidade
dos betões em relação aos analisados no presente trabalho;
caracterização de betões com agregados de bagacina em ambiente de exposição real;
estudo da influência das condições de cura no desempenho mecânico e de durabilidade
de betões com agregados de bagacina;
análise do comportamento ao fogo, exposição a atmosferas extremas, acção gelo-
degelo, entre outras propriedades de durabilidade, em betões produzidos com agregados
de bagacina;
análise de viabilidade económica da incorporação de agregados de bagacina em
substituição de agregados normais, tanto a nível regional como global;
estudo das características térmicas e acústicas de betões estruturais e não-estruturais
produzidos com agregados de bagacina;
estudo do comportamento mecânico e de durabilidade de betões com diferentes taxas de
substituição de agregado normal por agregado de bagacina;
quantificação e classificação mais rigorosa dos tipos e quantidades de bagacina a
explorar na Região Autónoma dos Açores.
6.1
Capítulo 6 Referências bibliográficas
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G
Anexo IV Análise granulométrica
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
16 0,0 0,00 0,00 100,00
12,5 79,3 2,64 2,64 97,36
11,2 301,0 10,03 12,67 87,33
8 1348,0 44,91 57,58 42,42
4 1230,7 41,00 98,58 1,42
2 11,4 0,38 98,96 1,04
1 3,9 0,13 99,87 0,13
0,5 0,0 0,00 100,00 0,00
0,25 0,0 0,00 100,00 0,00
0,125 0,0 0,00 100,00 0,00
0,063 0,0 0,00 100,00 0,00
Refugo 27,4 0,91 - -
Total 3001,7
Massa acumuladaMassa retida Peneiro
Brita 1
M.F. = 6,1
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
16 0,0 0,00 0,00 100,00
12,5 0,0 0,00 0,00 100,00
11,2 0,0 0,00 0,00 100,00
8 6,2 0,20 0,20 99,80
4 2121,3 69,12 69,32 30,68
2 809,0 26,36 95,68 4,32
1 90,7 2,96 98,64 1,36
0,5 19,0 0,62 99,26 0,74
0,25 12,4 0,40 99,66 0,34
0,125 0,0 0,00 100,00 0,00
0,063 0,0 0,00 100,00 0,00
Refugo 10,4 0,34 - -
Total 3069
Bago Arroz
Peneiro Massa retida Massa acumulada
M.F. = 5,6
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
16 0,0 0,00 0,00 100,00
12,5 0,0 0,00 0,00 100,00
11,2 0,0 0,00 0,00 100,00
8 0,0 0,00 0,00 100,00
4 28,3 2,58 2,58 97,42
2 147,8 13,47 16,05 83,95
1 370,9 33,80 49,85 50,15
0,5 417,1 38,01 87,87 12,13
0,25 106,3 9,69 97,56 2,44
0,125 21,1 1,92 99,48 0,52
0,063 3,7 0,34 99,82 0,18
Refugo 2,0 0,18 - -
Total 1097,2
Areia Grossa
Peneiro Massa retida Massa acumulada
M.F. = 3,5
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
16 0,0 0,00 0,00 100,00
12,5 0,0 0,00 0,00 100,00
11,2 0,0 0,00 0,00 100,00
8 0,0 0,00 0,00 100,00
4 3,5 0,27 0,27 99,73
2 6,2 0,48 0,75 99,25
1 7,2 0,56 1,31 98,69
0,5 99,5 7,68 8,99 91,01
0,25 1061,6 81,99 90,98 9,02
0,125 113,2 8,74 99,72 0,28
0,063 2,6 0,20 99,92 0,08
Refugo 1,0 0,08 - -
Total 1294,8
Areia Fina
Peneiro Massa retida Massa acumulada
M.F. = 2,0
H
Anexo V Massa volúmica e absorção de água
Anexo VI Baridade e volume de vazios
Anexo VII Índice de forma
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
16 0 0,00 0,00 100,00
12,5 20,9 10,04 0,67 99,33
11,2 167 80,25 5,99 94,01
8 1193,6 573,57 44,03 55,97
4 1413,4 679,19 89,08 10,92
2 83,9 40,32 91,76 8,24
1 11,4 5,48 92,12 7,88
0,5 11,1 5,33 92,47 7,53
0,25 28 13,46 93,37 6,63
0,125 0 0,00 93,37 6,63
0,063 0 0,00 93,37 6,63
Refugo 208,1 100,00 - -
Total 3137,4
Bagacina
Peneiro Massa retida Massa acumulada
M.F. = 6,0
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
16 0,0 0,00 0,00 100,00
12,5 0,0 0,00 0,00 100,00
11,2 0,0 0,00 0,00 100,00
8 2,5 0,20 0,20 99,80
4 97,6 7,67 7,87 92,13
2 381,9 30,03 37,90 62,10
1 293,4 23,07 60,96 39,04
0,5 204,3 16,06 77,03 22,97
0,25 113,4 8,92 85,94 14,06
0,125 66,8 5,25 91,19 8,81
0,063 51,1 4,02 95,21 4,79
Refugo 60,9 4,79 - -
Total 1271,9
Pó de Bagacina
Peneiro Massa retida Massa acumulada
M.F. = 3,6
Brita 1 1639,5 6411,5 5387,6 1617,6 2718,5 2621,8 2657,3 1,35
Bago arroz 985,9 2210,9 1592,7 973,4 2734,3 2641,4 2675,3 1,28
Areia grossa 1077,6 2329,7 1667,2 1072,1 2611,6 2577,0 2590,2 0,51
Areia fina 1071,4 2257,6 1598,9 1069,0 2599,6 2584,5 2590,3 0,22
Bagacina 595,5 1858,4 1598,7 523,8 1978,9 1556,4 1769,4 13,69
Pó bagacina 818,2 2112,1 1598,8 813,5 2576,3 1962,5 2458,7 10,40
M3 (g)M2 (g)M1 (g)Agregado WA24 (%)ρssd
(kg/m³)ρrd (kg/m³)ρa (kg/m³)M4 (g)
Brita1 1858 3 5984,5 1375,6 47,5
Bago Arroz 1858 3 5968,4 1370,3 48,1
Areia grossa 1178 1 1519,2 1519,2 41,0
Areia fina 1178 1 1593,4 1593,4 38,3
Bagacina 1858 3 3973,7 705,4 54,7
Pó de bagacina 1178 1 1015,3 1015,3 48,3
ρMVA (kg/m³)M2 (g)Vol.
Recipiente (l)M1 (g)Agregado
Percentagem
de vazios (%)
I
Anexo VIII Massa volúmica no estado fresco
Peneiros ΣM1 ΣM2 IF
(mm) (g) (g) (%)
12,5 13,4 2,1
11,2 59,2 7,2
8 169,5 33,5
5,6 100 31,1
4 33,1 9,3
Brita 1
22,2
Peneiros ΣM1 ΣM2 IF
(mm) (g) (g) (%)
11,2 5,9 0,0
8 109,5 20,3
5,6 77,3 14,4
4 39,3 5,5
Bagacina
17,3
BN56 22922 22835 2288
BL 56 19745 19534 1964
BAFL 56 19443 19402 1942
BN 35 23285 23354 2332
BL 35 19993 20215 2010
BAFL 35 19767 19818 1979
MV fresca
(kg/m³)
Amostra 2
(g)
Amostra 1
(g)Composição
J
Anexo IX Resistência à compressão
Composição Provetes Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)
1 448,2 19,9
2 455,3 20,2
3 469,4 20,9
1 340,7 15,1
2 320,1 14,2
3 323,0 14,4
1 269,9 12,0
2 271,8 12,1
3 265,4 11,8
1 1067,0 47,4
2 1028,0 45,7
3 980,8 43,6
1 798,0 35,5
2 784,9 34,9
3 793,9 35,3
1 - -
2 - -
3 - -
-
35,2
45,6
BAFL 35
Resistência à compressão aos 1 dias
12,0
14,6
20,3BN 56
BL 56
BAFL 56
BN35
BL 35
Composição Provetes Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)
1 742,8 33,0
2 717,5 31,9
3 688,6 30,6
1 511,3 22,7
2 505,0 22,4
3 515,1 22,9
1 445,5 19,8
2 420,3 18,7
3 406,4 18,1
1 1397,0 62,1
2 1203,0 53,5
3 1270,0 56,4
1 1088,0 48,4
2 1073,0 47,7
3 1055,0 46,9
1 - -
2 - -
3 - -
BN35 52,8
BL 35 47,3
BAFL 35 -
Resistência à compressão aos 3 dias
BN 56 28,4
BL 56 21,7
BAFL 56 32,9
K
Composição Provetes Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)
1 776,1 34,5
2 778,1 34,6
3 791,6 35,2
1 625,8 27,8
2 629,3 28,0
3 661,2 29,4
1 573,6 25,5
2 543,4 24,2
3 548,7 24,4
1 1541,0 68,5
2 1414,0 62,8
3 1498,0 66,6
1 1171,0 52,0
2 1083,0 48,1
3 1104,0 49,1
1 1090,0 48,4
2 1067,0 47,4
3 1075,0 47,8
BAFL 35 47,9
BAFL 56 24,7
BN35 66,0
BL 35 49,7
Resistência à compressão aos 7 dias
BN 56 34,8
BL 56 28,4
Composição Provetes Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)
1 1006,0 44,7
2 987,7 43,9
3 1031,0 45,8
4 1011,0 44,9
5 1021,0 45,4
1 822,1 36,5
2 843,7 37,5
3 810,1 36,0
4 821,2 36,5
5 839,6 37,3
1 736,6 32,7
2 744,8 33,1
3 741,3 32,9
4 758,0 33,7
5 758,8 33,7
1 1639,0 72,8
2 1641,0 72,9
3 1525,0 67,8
4 1592,0 70,8
5 1722,0 76,5
1 1287,0 57,2
2 1251,0 55,6
3 1259,0 56,0
4 1325,0 58,9
5 1344,0 59,7
1 1181,0 52,5
2 1152,0 51,2
3 1175,0 52,2
4 1176,0 52,3
5 1154,0 51,3
51,9
57,5
72,2
Resistência à compressão aos 28 dias
BAFL 35
BL 35
BN 35
BAFL 56
BL 56
BN 56
33,2
36,8
44,9
L
Composição Provetes Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)
1 1153,0 51,2
2 1111,0 49,4
3 1125,0 50,0
1 936,3 41,6
2 904,9 40,2
3 909,5 40,4
1 789,4 35,1
2 862,0 38,3
3 832,9 37,0
1 1743,0 77,5
2 1808,0 80,4
3 1834,0 81,5
1 1289,0 57,3
2 1334,0 59,3
3 1305,0 58,0
1 - -
2 - -
3 - -
40,8
50,2
Resistência à compressão aos 90 dias
BN 56
BL 56
BAFL 56
BN35
BL 35
BAFL 35 -
58,2
79,8
36,8
Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa) Carga (KN) fc (Mpa) fcm (Mpa)
1 390,4 17,4 1085,0 48,2
2 389,5 17,3 977,8 43,5
3 384,8 17,1 1200,0 53,3
1 576,6 25,6 1337,0 59,4
2 559,9 24,9 1224,0 54,4
3 590,6 26,2 1121,0 49,8
1 748,9 33,3 1456,0 64,7
2 737,4 32,8 1456,0 64,7
3 719,8 32,0 1405,0 62,4
1 845,0 37,6 1470,0 65,3
2 913,8 40,6 1510,0 67,1
3 881,2 39,2 1504,0 66,8
4 870,6 38,7 1404,0 62,4
5 908,1 40,4 1461,0 64,9
1 1027,0 45,6 1676,0 74,5
2 1072,0 47,6 1668,0 74,1
3 1083,0 48,1 1625,0 72,2
32,7
39,3
47,1 73,6
65,3
64,0
90
28
7
3
1
Idade (dias)Arg 56 Arg 35
Provetes
25,6 54,5
48,317,3
M
Anexo X Resistência à tracção por compressão diametral
Anexo XI Módulo de elasticidade
Composição Provetes Carga (KN) fct (Mpa) fctm (Mpa)
1 290,3 4,1
2 259,0 3,7
3 280,7 4,0
1 220,8 3,1
2 235,7 3,3
3 237,5 3,4
1 196,7 2,8
2 184,7 2,6
3 185,8 2,6
1 381,0 5,4
2 400,7 5,7
3 427,6 6,0
1 302,6 4,3
2 280,0 4,0
3 252,9 3,6
1 230,0 3,3
2 237,2 3,4
3 - -
BL 35
BAFL 35 3,3
3,9
5,7
Resistência à tracção por compressão diametral (28 dias)
BN 56
BL 56
BAFL 56
BN35
2,7
3,3
3,9
Composição Provetes Ec (Gpa) Ecm (Gpa)
1 35,14
2 35,65
1 22,49
2 20,97
1 20,37
2 19,53
1 46,43
2 45,87
1 32,45
2 30,53
1 24,38
2 24,38BAFL 35
BL 35
BN 35
BAFL 56
BL 56
BN 56
Módulo de elasticidade (28 dias)
24,38
31,49
46,15
19,95
21,73
35,395
N
Anexo XII Massa volúmica no estado endurecido
Anexo XIII Retracção
1 2346,8 1345,8 0,001003 2339,8
2 2361,9 1356,1 0,001008 2343,6
1 2014,4 1014,3 0,001008 1997,8
2 2020,8 1018,5 0,001012 1997,8
1 1965,8 976,3 0,001002 1961,7
2 1948,9 970,9 0,001004 1940,5
1 2447,5 1441,2 0,000991 2470,0
2 2456,3 1446,8 0,001002 2450,4
1 2030,7 1041,8 0,000991 2048,1
2 2050,2 1049,8 0,000980 2092,1
1 1984,5 1000,9 0,000986 2013,6
2 2022,9 1021,8 0,001003 2016,6
BL 35
BN 35
BAFL 56
BL 56
BN 56
Massa ao
ar (g)ProvetesComposição
17882015
19032070
22932460
16511951
17621998
21512342
BAFL 35
Massa volúmica
seca (kg/m³)
Massa volúmica
média 28 dias (kg/m³)
Massa volúmica
28 dias (kg/m³)
Volume
(m³)
Massa
água (g)
1 2 Retracção 1 2 Retracção 1 2 Retracção
1 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00
2 -060E-06 -035E-06 -048E-06 -008E-06 -038E-06 -023E-06 -063E-06 -043E-06 -053E-06
3 -095E-06 -065E-06 -080E-06 -038E-06 -038E-06 -038E-06 -075E-06 -043E-06 -059E-06
4 -115E-06 -083E-06 -099E-06 -038E-06 -045E-06 -041E-06 -080E-06 -055E-06 -068E-06
5 -130E-06 -108E-06 -119E-06 -055E-06 -055E-06 -055E-06 -078E-06 -058E-06 -068E-06
6 -135E-06 -098E-06 -116E-06 -060E-06 -065E-06 -063E-06 -093E-06 -060E-06 -076E-06
7 -158E-06 -138E-06 -148E-06 -068E-06 -070E-06 -069E-06 -108E-06 -090E-06 -099E-06
8 -163E-06 -138E-06 -150E-06 -080E-06 -073E-06 -076E-06 -123E-06 -103E-06 -113E-06
10 -180E-06 -160E-06 -170E-06 -100E-06 -098E-06 -099E-06 -155E-06 -125E-06 -140E-06
12 -193E-06 -183E-06 -188E-06 -125E-06 -130E-06 -128E-06 -170E-06 -140E-06 -155E-06
14 -210E-06 -193E-06 -201E-06 -155E-06 -158E-06 -156E-06 -185E-06 -158E-06 -171E-06
16 -230E-06 -215E-06 -223E-06 -163E-06 -173E-06 -168E-06 -195E-06 -180E-06 -188E-06
19 -255E-06 -233E-06 -244E-06 -178E-06 -188E-06 -183E-06 -205E-06 -195E-06 -200E-06
22 -263E-06 -248E-06 -255E-06 -198E-06 -208E-06 -203E-06 -225E-06 -215E-06 -220E-06
25 -288E-06 -273E-06 -280E-06 -215E-06 -225E-06 -220E-06 -238E-06 -240E-06 -239E-06
28 -303E-06 -293E-06 -298E-06 -235E-06 -240E-06 -238E-06 -260E-06 -260E-06 -260E-06
57 -355E-06 -355E-06 -355E-06 -375E-06 -365E-06 -370E-06 -410E-06 -425E-06 -418E-06
64 -368E-06 -380E-06 -374E-06 -400E-06 -408E-06 -404E-06 -450E-06 -458E-06 -454E-06
91 -400E-06 -435E-06 -418E-06 -450E-06 -465E-06 -458E-06 -513E-06 -515E-06 -514E-06
Idade
(dias)
BAFL 56BL 56BN 56
O
Anexo XIV Absorção capilar
1 2 Retracção 1 2 Retracção 1 2 Retracção
1 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00 000E+00
2 -085E-06 -040E-06 -063E-06 -040E-06 -088E-06 -064E-06 -078E-06 -090E-06 -084E-06
3 -098E-06 -068E-06 -083E-06 -045E-06 -088E-06 -066E-06 -110E-06 -090E-06 -100E-06
4 -113E-06 -070E-06 -091E-06 -068E-06 -108E-06 -088E-06 -135E-06 -110E-06 -123E-06
5 -108E-06 -073E-06 -090E-06 -080E-06 -120E-06 -100E-06 -155E-06 -130E-06 -143E-06
6 -140E-06 -110E-06 -125E-06 -083E-06 -128E-06 -105E-06 -168E-06 -145E-06 -156E-06
7 -145E-06 -135E-06 -140E-06 -093E-06 -143E-06 -118E-06 -173E-06 -155E-06 -164E-06
8 -160E-06 -145E-06 -153E-06 -113E-06 -158E-06 -135E-06 -183E-06 -168E-06 -175E-06
10 -173E-06 -145E-06 -159E-06 -135E-06 -168E-06 -151E-06 -175E-06 -165E-06 -170E-06
12 -198E-06 -163E-06 -180E-06 -165E-06 -195E-06 -180E-06 -190E-06 -175E-06 -183E-06
14 -213E-06 -178E-06 -195E-06 -193E-06 -208E-06 -200E-06 -198E-06 -188E-06 -193E-06
16 -245E-06 -200E-06 -223E-06 -203E-06 -220E-06 -211E-06 -213E-06 -193E-06 -203E-06
19 -263E-06 -215E-06 -239E-06 -215E-06 -238E-06 -226E-06 -228E-06 -208E-06 -218E-06
22 -275E-06 -225E-06 -250E-06 -240E-06 -255E-06 -248E-06 -253E-06 -223E-06 -238E-06
25 -298E-06 -250E-06 -274E-06 -255E-06 -268E-06 -261E-06 -270E-06 -240E-06 -255E-06
28 -310E-06 -273E-06 -291E-06 -275E-06 -285E-06 -280E-06 -285E-06 -255E-06 -270E-06
57 -380E-06 -330E-06 -355E-06 -425E-06 -430E-06 -428E-06 -438E-06 -338E-06 -388E-06
64 -388E-06 -345E-06 -366E-06 -443E-06 -450E-06 -446E-06 -450E-06 -355E-06 -403E-06
91 -410E-06 -358E-06 -384E-06 -495E-06 -505E-06 -500E-06 -460E-06 -440E-06 -450E-06
Idade
(dias)
BN 35 BL 35 BAFL 35
0 min 10 min 20 min 30 min 1h 2h 6h 24h 72h 10 min 20 min 30 min 1h 2h 6h 24h 72h
3943,0 3955,6 3959,7 3963,0 3969,7 3977,4 3995,3 4029,2 4062,9
3947,4 3959,3 3963,2 3966,3 3973,0 3981,4 4001,4 4045,9 4089,7
3818,0 3831,2 3835,7 3839,0 3846,5 3856,0 3877,2 3917,6 3959,7
3228,5 3250,1 3255,8 3260,1 3268,2 3278,2 3299,7 3341,4 3381,5
3225,9 3246,7 3252,7 3257,1 3266,0 3276,0 3297,7 3338,6 3369,4
3288,1 3310,5 3316,3 3320,7 3329,5 3341,0 3364,1 3408,5 3444,5
3311,4 3329,0 3334,7 3341,0 3351,1 3366,4 3399,0 3457,5 3505,2
3149,4 3169,3 3174,0 3180,0 3189,3 3204,5 3237,4 3294,6 3340,5
3105,3 3126,0 3130,9 3136,4 3144,9 3158,1 3187,4 3241,4 3285,3
4021,0 4026,3 4028,0 4029,2 4032,0 4035,2 4041,4 4052,6 4062,7
4048,0 4053,8 4055,7 4057,1 4059,8 4063,4 4071,0 4083,7 4094,6
4152,2 4157,7 4159,1 4160,3 4162,4 4165,2 4171,7 4183,8 4193,5
3351,2 3358,1 3360,4 3363,4 3366,8 3371,8 3382,0 3397,2 3408,9
3449,5 3457,1 3459,5 3461,7 3465,8 3471,2 3481,5 3497,6 3509,9
3553,4 3560,9 3563,2 3565,4 3569,2 3574,8 3585,2 3600,4 3610,9
3138,0 3149,1 3151,7 3154,2 3158,0 3163,2 3173,7 3189,1 3199,0
3433,9 3443,7 3447,2 3449,5 3453,3 3458,5 3468,6 3484,3 3495,3
3375,5 3387,1 3389,9 3392,3 3396,1 3401,3 3411,1 3424,9 3433,5
BN 56
ComposiçãoAbsorção (Kg/m²)
BAFL 35
BL 35
BN 35
BAFL 56
BL 56
3,07
2,882,291,80
Peso (g)
0,92
0,69
0,78
0,55
0,39 0,46
3,31
3,31
10,66
8,546,53
8,06
1,13 1,43 2,00 2,85 3,43
1,130,950,71
2,661,78
1,791,13
1,20
0,77
0,90
0,60
4,86
4,13
1,39 1,72 2,25
8,045,613,202,041,53
1,55
0,61
0,41
0,31
1,10
1,22
P
y = 0,1547x + 0,2964R² = 0,9981
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
0,00 5,00 10,00 15,00 20,00
Ab
sorç
ão c
apila
r (g
/mm
²)
t½ (horas)
Coef. Abs. BN 56
y = 0,0502x + 0,1925R² = 0,9944
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
0,00 5,00 10,00 15,00 20,00
Ab
sorç
ão c
apila
r (g
/mm
²)
t½ (horas)
Coef. Abs. BN 35
y = 0,1756x + 0,8569R² = 0,9937
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
0,00 5,00 10,00 15,00 20,00
Ab
sorç
ão c
apila
r (g
/mm
²)
t½ (horas)
Coef. Abs. BL 56
y = 0,0838x + 0,2253R² = 0,9919
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
0,00 5,00 10,00 15,00 20,00A
bso
rção
cap
ilar
(g/m
m²)
t½ (horas)
Coef. Abs. BL 35
y = 0,2372x + 0,3992R² = 0,9983
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
0,00 5,00 10,00 15,00 20,00
Ab
sorç
ão c
apila
r (g
/mm
²)
t½ (horas)
Coef. Abs. BAFL 56
y = 0,0977x + 0,3643R² = 0,9962
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
0,00 5,00 10,00 15,00
Ab
sorç
ão c
apila
r (g
/mm
²)
t½ (horas)
Coef. Abs. BAFL 35
Q
Anexo XV Resistência à carbonatação
7 dias 28 dias 56 dias 90 dias
1,0 4,0 6,5 9,0 11,0
2,0 5,0 9,5 9,0 14,5
3,0 4,0 9,5 10,0 13,0
4,0 5,0 7,0 10,0 13,0
Média 4,6 7,9 10,0 12,9
1,0 6,0 11,5 17,0 22,5
2,0 7,0 10,0 15,0 22,5
3,0 7,0 11,0 17,5 22,5
4,0 7,0 10,0 15,0 21,5
Média 6,9 10,5 15,8 22,3
1,0 8,0 13,0 19,5 26,0
2,0 7,0 12,5 21,0 26,0
3,0 7,5 12,0 19,5 27,0
4,0 7,0 11,5 19,5 25,5
Média 7,2 12,1 20,1 25,7
1,0 0,5 1,0 1,0 1,5
2,0 0,5 1,0 1,0 1,2
3,0 0,5 1,0 1,0 1,5
4,0 0,5 1,0 1,0 1,7
Média 0,5 1,0 1,0 1,5
1,0 0,5 1,8 5,5 6,0
2,0 0,5 2,3 5,5 5,0
3,0 0,5 2,0 4,5 8,0
4,0 0,5 1,9 5,5 9,0
Média 0,5 2,0 5,3 7,0
1,0 1,0 2,5 10,0 10,5
2,0 1,0 3,0 9,5 10,5
3,0 1,0 2,5 10,0 11,5
4,0 1,0 3,0 9,0 11,5
Média 1,0 2,8 9,5 11,0
BN 56
Profundidade (mm)AmostraComposição
BAFL 35
BL 35
BN 35
BAFL 56
BL 56
R
y = 22,53x + 1,5161R² = 0,9951
y = 42,547x - 0,01R² = 0,9638
y = 53,069x - 1,029R² = 0,983
y = 2,5226x + 0,1778R² = 0,9033
y = 19,04x - 2,5058R² = 0,968
y = 30,711x - 3,9472R² = 0,9196
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55
Pro
fun
did
ade
de
car
bo
nat
ação
(m
m)
t½ (dias)
Coeficiente de carbonatação (linear)
BN 56 BL 56 BL2 56 BN 35 BL 35 BL2 35
y = 21,64x0,7834
R² = 0,996
y = 37,47x0,8877
R² = 0,9564
y = 49,872x1,0057
R² = 0,9781
y = 2,4538x0,7918
R² = 0,9314
y = 33,724x2,1353
R² = 0,9916
y = 47,029x1,989
R² = 0,9577
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55
Pro
fun
did
ade
de
car
bo
nat
ação
(m
m)
t½ (dias)
Coeficiente de carbonatação (exponencial)
BN 56 BL 56 BL2 56 BN 35 BL 35 BL2 35
S
Anexo XVI Resistência à penetração de cloretos
esp
.I3
0V
U
Iaju
st
Ti
Du
raçã
oIf
Tf
X1
X2
X3
X4
X5
X6
X7
Xm
ed
T
me
d
D0
D0 m
éd
io
(mm
)(m
A)
(V)
(mA
)(ºC
)(h
ora
s)(m
A)
(ºC)
(mm
)(m
m)
(mm
)(1
0-1
2 m2/s)
(10
-12 m
2/s)
154
80
25
63
25,0
24
70
27,0
28
27
26
28
29
27
27
27,4
26,0
16,9
250
80
25
63
25,0
24
70
27,0
29
28
29
29
29
28
28
28,6
26,0
16,4
352
80
25
63
25,0
24
70
27,0
27
28
29
29
27
29
28
28,1
26,0
16,7
152
140
15
60
22,0
24
67
26,0
18
18
20
19
18
19
20
18,9
24,0
18,1
248
140
15
60
21,5
24
67
26,0
19
18
20
19
21
17
17
18,7
23,8
16,7
349
140
15
60
21,5
24
67
26,0
19
19
20
19
19
19
18
19,0
23,8
17,3
149
167
15
77
23,0
24
73
25,0
25
27
27
28
25
24
24
25,7
24,0
24,2
250
167
15
77
23,0
24
73
26,0
27
28
30
27
26
26
26
27,1
24,5
26,1
351
167
15
77
23,0
24
73
26,0
27
27
27
27
27
26
28
27,0
24,5
26,5
151
50
30
50
25,0
24
50
27,0
16
17
16
19
30
24
15
19,6
26,0
9,3
251
50
30
50
25,0
24
50
27,0
15
16
17
15
14
14
13
14,9
26,0
6,9
351
50
30
50
25,0
24
50
27,0
15
15
14
13
13
13
15
14,0
26,0
6,5
150
87
25
73
23,0
24
70
26,0
19
20
20
19
20
21
19
19,7
24,5
11,0
250
87
25
73
23,0
24
70
26,0
20
19
21
29
20
19
20
21,1
24,5
11,8
349
87
25
73
23,0
24
70
26,0
20
19
22
21
20
20
20
20,3
24,5
11,1
150
110
20
70
23,0
24
67
26,0
20
18
15
18
19
18
17
17,9
24,5
12,3
250
110
20
70
23,0
24
67
26,0
14
15
17
15
15
16
19
15,9
24,5
10,8
350
110
20
70
23,0
24
67
26,0
18
19
17
18
17
19
18
18,0
24,5
12,4
BA
FL 3
5
17,4
25,6
7,5
11,3
11,8
16,7
BL 5
6
BA
FL 5
6
BN
35
BL 3
5
BN
56
Pro
ve
teB
etã
o