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Setembro de 2008

Viabilidade da reutilização de resíduos finos prove nientes

do corte de GFRP na produção de betões

João Diogo Alves Diniz Reis Figueira

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

ENGENHARIA CIVIL

Júri

Presidente: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito

Orientador: Prof. Dr. João Pedro Ramôa Ribeiro Correia

Co-Orientador: Eng. Nuno Gonçalo Cordeiro Marques de Almeida

Vogal: Prof. Dr. Fernando António Baptista Branco

iii

Agradecimentos

Agradeço, antes de mais, ao orientador da dissertação, Prof. Dr. João Correia. O incentivo dado

desde o início, o seu empenho e o seu contagiante entusiasmo contribuíram em larga medida para o

arranque e execução do trabalho. O seu vasto conhecimento e o seu pragmatismo ajudaram a

disciplinar o esforço feito e a calendarizar sistematicamente a dissertação. Acima de tudo, para ele

vai um muito obrigado pela magnífica oportunidade que me deu.

Quero agradecer também ao Eng.º Nuno Almeida, co-orientador, pela sua amizade, pela valiosa

ajuda em todos os aspectos relativos à realização da campanha experimental e à análise dos

resultados, e pela incansável disponibilidade que sempre demonstrou em todas as vezes que o

procurei para esclarecer dúvidas da mais variada espécie.

Ao Eng.º Manuel Ferreira da empresa STEP, pelo fornecimento dos resíduos e esclarecimentos

prestados no contexto da indústria dos materiais FRP.

À Eng.ª Fernanda Margarido, docente do departamento de materiais do IST, e ao Eng.º Carlos

Nogueira, do INETI, pela ajuda preciosa nas tentativas de trituração dos resíduos.

Á empresa SECIL, representada pelo Eng.º Vítor Vermelhudo e pela Eng.ª Ângela Nunes, pela

cedência do cimento, pelos ensaios de caracterização dos resíduos provenientes do corte de GFRP e

pela disponibilidade demonstrada perante as muitas solicitações sobre variados assuntos.

Aos amigos e companheiros de laboratório Pedro Amorim, Nuno Fonseca e Manuel Fernandes pela

amizade, motivação, troca de ideias e bibliografia no decorrer do desenvolvimento da campanha

experimental.

Por fim, à família e restantes amigos cujo apoio e permanente incentivo em muito ajudaram à

conclusão da dissertação.

v

Resumo

Os materiais FRP (Fibre Reinforced Polymers) são cada vez mais utilizados em diversas indústrias,

incluindo a construção, devido ao reduzido peso próprio, à facilidade em realizar qualquer forma

pretendida, ao elevado desempenho mecânico e à elevada durabilidade. Contudo, as soluções pós-

utilização representam um problema para estes materiais, principalmente para os de natureza

termoendurecível, uma vez que não podem ser fundidos e novamente moldados.

Actualmente, a maioria dos resíduos destes compósitos são depositados em aterro, apesar desta

solução poder provocar impactes ambientais significativos. Aliando este factor ao aumento do volume

de resíduos, surge a necessidade de procurar soluções sustentáveis para a gestão dos resíduos de

materiais FRP produzidos nas diferentes fases do seu ciclo de vida. A reutilização destes resíduos

como agregados no betão surge como uma solução de elevado carácter sustentável, por aliar a

redução do volume de resíduos depositados em aterro à diminuição do consumo de recursos

naturais.

No âmbito desta dissertação foram, inicialmente, testadas alternativas para a reciclagem mecânica

dos resíduos de GFRP que, no entanto, não permitiram a obtenção de agregados grossos de

qualidade. Assim, decidiu-se desenvolver o estudo através da incorporação, no betão, dos resíduos

provenientes do corte de GFRP. Devido à sua reduzida dimensão, estes resíduos podem ser

classificados como um fíler.

Foram realizados ensaios às propriedades mecânicas mais importantes e a algumas propriedades

relacionadas com a durabilidade de betões com taxas de substituição de agregado fino por resíduos

de GFRP entre 0% e 20%, mantendo-se a trabalhabilidade constante. A relação a/c diminuiu (em

relação à composição de referência) para a composição com taxa de 5% tendo, para as restantes

composições, tomado uma tendência crescente com a percentagem de resíduos incorporados.

Apesar de na composição com taxa de 5% se ter verificado uma diminuição da relação a/c e da

absorção de água por imersão, a resistência à compressão sofreu uma redução significativa. As

restantes propriedades mecânicas foram ligeiramente afectadas. Nas restantes composições,

verificou-se uma diminuição das propriedades mecânicas com a taxa de substituição, praticamente

linear.

Apesar de serem necessários estudos mais aprofundados, concluiu-se assim que pode ser viável

reutilizar resíduos provenientes do corte de GFRP em aplicações de betão não estruturais, cuja

resistência à compressão não seja um requisito preponderante, como por exemplo betão

arquitectónico ou placas de revestimento de pisos.

Palavras-chave: resíduos FRP, reutilização, betão, fíler

vii

Abstract

FRP materials (Fibre Reinforced Polymers) are increasingly being used in several industries, including

construction, due to their lightweight, possibility of producing almost any desired shape, high

mechanical performance and high durability related properties. However, the management of FRP

materials waste constitutes a complicated task, particularly regarding the thermosetting FRPs, that

simply cannot be remelted.

Currently, landfill is the most common disposal method for these materials, although this solution may

cause significant environmental impacts. This current procedure, together with increasing waste

volumes, determines the need to find innovative sustainable solutions for managing the FRP waste

produced in its different lifecycle stages. The possible reuse of this waste as aggregates in concrete

comes out as a solution that significantly promotes sustainability, since it combines the reduction of

waste being sent to landfill and the decrease of the use of natural resources.

In this thesis, preliminary grinding trials were performed in knife mills which, however, did not allow

obtaining good quality GFRP recycled coarse aggregates to be used in concrete production.

Therefore, it was decided to develop the study by evaluating the effects of incorporating the waste

generated in the cutting process of GFRP in concrete. Due to its small size, this waste can be

classified as a filler admixture.

An experimental study was carried out that included tests to the most important mechanical properties

and some durability related properties of concrete mixes with different substitution percentages of

sand by waste generated in the cutting process of GFRP (varying between 0% and 20%). The

workability of the different concrete mixes was kept constant by varying the w/c ratio. There was a

reduction on the w/c ratio for the mix with 5% of sand substitution. On the other mixes this ratio

increased with the GFRP waste content. Although in the composition with 5% of sand substitution

reductions in both the w/c ratio and water absorption by immersion were observed, there was a

significant loss in the compressive strength. The other mechanical properties were only slightly

affected. On the other mixes, an almost linear reduction of the mechanical properties with the GFRP

waste content was observed.

Even though more research is needed, it was concluded that the reuse of the fine waste generated in

the cutting process of GFRP in concrete is feasible, particularly in non structural applications where

compressive strength is not the main requirement, such as architectural concrete or concrete

pavement slabs.

Keywords: FRP waste, reuse, concrete, filler

ix

Abreviaturas e simbologia

%C Relação percentual entre o volume de cimento e o volume de sólidos

A Dosagem de água de amassadura (kg/m3 de betão)

a/c Relação entre a massa de água e a massa de cimento

a/f Relação entre a massa de água e a massa de material ultrafino (<63 μm)

a/r Relação entre a massa de água e a massa de resíduos

ACi Absorção por capilaridade após tempo i (em horas) de permanência em contacto

com a água

AFRP Aramid Fibre Reinforced Polymer

Ai Absorção por imersão

Bx Composição de betão com x% de substituição de areia por resíduos provenientes do corte de GFRP

C Dosagem de cimento (kg/m3 de betão)

CFRP Carbon Fibre Reinforced Polymer

D Dimensão máxima do agregado

E Módulo de elasticidade

EuCIA European Composites Industry Association

fcm Tensão média de rotura à compressão do betão

fctm Tensão média de rotura à tracção do betão

FRP Fibre Reinforced Polymer

GFRP Glass Fibre Reinforced Polymer

IV Índice de vazios

LER Lista Europeia de Resíduos

MF Módulo de finura

R Raio médio do molde

x

RCD Resíduos de construção e demolição

STEP Sociedade Técnica de Estruturas Pultrudidas

VC Volume das partículas de cimento

VS Volume de sólidos

VV Volume de vazios

WA24 Absorção de água após imersão durante 24 horas

γC Massa volúmica do cimento

ρa Massa volúmica do material impermeável das partículas

ρb Massa volúmica e dos vazios

ρrd Massa volúmica das partículas secas em estufa

ρssd Massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca

∆e Perda de espessura após conclusão do ensaio de abrasão

xi

Índice de Conteúdos

1. Introdução .................................................................................................................................... 1-1

1.1. Considerações preliminares .................................................................................................. 1-1

1.2. Objectivos da dissertação ...................................................................................................... 1-2

1.3. Organização da dissertação ................................................................................................... 1-3

2. Construção sustentável e materiais FRP ...................................................................................... 2-1

2.1. Desenvolvimento sustentado e construção sustentável ...................................................... 2-1

2.2. O problema dos resíduos de construção e demolição .......................................................... 2-1

2.3. A pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos ................................................................... 2-2

2.4. Legislação .............................................................................................................................. 2-3

2.5. Materiais FRP ......................................................................................................................... 2-4

2.5.1. Constituição dos materiais FRP ...................................................................................... 2-4

2.5.2. Processos de produção de materiais FRP ....................................................................... 2-8

2.5.3. Características dos materiais FRP ................................................................................... 2-9

2.5.4. Aplicações dos materiais FRP ....................................................................................... 2-10

2.5.5. Reciclabilidade dos materiais FRP ................................................................................ 2-12

2.5.6. Fontes geradoras de resíduos FRP ............................................................................... 2-12

2.5.7. Classificação dos resíduos de materiais FRP de acordo com a legislação .................... 2-13

2.5.8. Soluções para a valorização dos resíduos FRP ............................................................. 2-14

2.5.9. Produtos obtidos a partir de resíduos FRP ................................................................... 2-16

3. Utilização de agregados reciclados de FRP no fabrico de betões ................................................ 3-1

3.1. Introdução ............................................................................................................................. 3-1

3.2. Estado da arte sobre a utilização de agregados reciclados no fabrico de betões................. 3-1

3.3. Betões produzidos com agregados reciclados de materiais FRP .......................................... 3-3

3.4. Processos de trituração de peças residuais de materiais FRP ............................................... 3-6

4. Betões produzidos com elementos ultrafinos.............................................................................. 4-1

4.1. Introdução ............................................................................................................................. 4-1

4.2. Adições .................................................................................................................................. 4-2

4.3. Influência da adição de partículas muito finas nas propriedades do betão no estado fresco: trabalhabilidade e necessidade de água de amassadura ............................................................. 4-3

xii

4.4. Influência da adição de partículas muito finas nas propriedades do betão no estado endurecido ................................................................................................................................... 4-8

4.4.1. Propriedades mecânicas .............................................................................................. 4-10

4.4.2. Propriedades relacionadas com a durabilidade ........................................................... 4-12

5. Campanha experimental .............................................................................................................. 5-1

5.1. Introdução ............................................................................................................................. 5-1

5.2. Agregados reciclados de GFRP .............................................................................................. 5-1

5.2.1. Experiências desenvolvidas com vista à obtenção de agregados grossos ..................... 5-1

5.2.2. Processo de obtenção dos agregados aplicados ............................................................ 5-4

5.3. Caracterização dos Resíduos provenientes do corte de GFRP .............................................. 5-5

5.4. Caracterização dos restantes materiais utilizados no fabrico do betão ............................... 5-9

5.4.1. Agregados ....................................................................................................................... 5-9

5.4.2. Cimento ........................................................................................................................ 5-16

5.4.3. Água de amassadura .................................................................................................... 5-18

5.4.4. Superplastificante ......................................................................................................... 5-18

5.5. Cálculo do betão de referência ........................................................................................... 5-18

5.6. Programa de ensaios para caracterização de betões .......................................................... 5-18

5.6.1. Ensaios para caracterização do betão no estado fresco .............................................. 5-19

5.6.2. Ensaios para caracterização do betão no estado endurecido ...................................... 5-20

5.6.2.1. Propriedades mecânicas .................................................................................... 5-20

5.6.2.2. Propriedades relacionadas com a durabilidade ................................................. 5-23

5.7. Materiais a substituir e patamares de substituição ............................................................ 5-26

5.8. Apresentação das composições produzidas ....................................................................... 5-27

5.8.1. Susceptibilidade das composições realizadas à reacção expansiva álcalis-sílica ......... 5-29

5.9. Procedimentos experimentais e controlo de parâmetros .................................................. 5-30

5.9.1. Cura e idade de provetes ensaiados ............................................................................ 5-30

5.9.2. Procedimentos de amassadura .................................................................................... 5-31

5.9.3. Trabalhabilidade ........................................................................................................... 5-32

6. Apresentação e análise de resultados .......................................................................................... 6-1

6.1. Estado fresco ......................................................................................................................... 6-1

6.1.1. Massa volúmica no estado fresco .................................................................................. 6-2

xiii

6.1.2. Necessidade de água de amassadura ............................................................................ 6-2

6.2. Propriedades do betão no estado endurecido ...................................................................... 6-4

6.2.1. Propriedades relacionadas com a durabilidade ............................................................. 6-5

6.2.1.1. Absorção por imersão .......................................................................................... 6-5

6.2.1.2. Absorção por capilaridade ................................................................................... 6-7

6.2.1.3. Resistência à abrasão ........................................................................................... 6-9

6.2.2. Propriedades mecânicas .............................................................................................. 6-10

6.2.2.1. Resistência à compressão .................................................................................. 6-10

6.2.2.2. Resistência à tracção .......................................................................................... 6-13

6.2.2.3. Módulo de elasticidade ...................................................................................... 6-15

7. Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros............................................................ 7-1

7.1. Conclusões ............................................................................................................................. 7-1

7.1.1. Conclusões relativas à utilização de agregados grossos de GFRP .................................. 7-2

7.1.2. Conclusões relativas à caracterização dos resíduos ultrafinos provenientes do corte de

GFRP ......................................................................................................................................... 7-2

7.1.3. Conclusões relativas à campanha experimental ............................................................ 7-3

7.1.3.1. Conclusões relativas ao comportamento do betão no estado fresco ................. 7-4

7.1.3.2. Conclusões relativas ao comportamento do betão no estado endurecido ......... 7-5

7.1.4. Conclusões gerais ........................................................................................................... 7-7

7.2. Perspectivas de desenvolvimentos futuros ........................................................................... 7-7

8. Referências bibliográficas ............................................................................................................. 8-1

xv

Lista de Figuras

Figura 2-1: Pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos ................................................................... 2-2

Figura 2-2: Manta constituída por fibras descontínuas (curtas) .......................................................... 2-5

Figura 2-3: Manta constituída por fibras contínuas orientadas em duas direcções ............................ 2-5

Figura 2-4: Exemplo da disposição das camadas de um laminado num compósito pultrudido .......... 2-5

Figura 2-5: Esquema do processo de pultrusão ................................................................................... 2-9

Figura 2-6: Pultrusão - Sistema de orientação da fibra para a linha de produção ............................... 2-9

Figura 2-7: Reforço das vigas na ponte Maryland Street, Winnipeg, Canadá .................................... 2-11

Figura 2-8: Cabos exteriores de pré-esforço de CFRP no reforço das vigas de uma ponte ............... 2-11

Figura 2-9: Encamisamento de pilar (refoço sísmico) ........................................................................ 2-11

Figura 2-10: Ponte Lérida, Espanha .................................................................................................... 2-11

Figura 2-11: Ponte Pontresina, Suíça ................................................................................................. 2-11

Figura 3-1: Agregados reciclados de CRFP: tamanho S ........................................................................ 3-4

Figura 3-2: Agregados reciclados de CRFP: tamanho M....................................................................... 3-4

Figura 3-3: Agregados reciclados de CRFP: tamanho L ....................................................................... 3-4

Figura 3-4: Resistência à compressão do betão com agregados reciclados de CFRP .......................... 3-5

Figura 3-5: Resistência à tracção do betão com agregados reciclados de CFRP .................................. 3-5

Figura 3-6: Moinho de lâminas ............................................................................................................. 3-7

Figura 3-7: Moinho de dentes: rotor .................................................................................................... 3-7

Figura 3-8: Moinho de lâminas para trituração de FRP........................................................................ 3-7

Figura 4-1: Forma cilíndrica das partículas ultrafinas de fibras de vidro ............................................. 4-6

Figura 4-2: Exemplo da optimização da relação a/c, em composições com incorporação de partículas

muito finas ............................................................................................................................................ 4-6

Figura 4-3: Efeito de aumento dos pontos de nucleação – segmentação de um poro capilar, por

partículas ultrafinas de quartzo ........................................................................................................... 4-9

Figura 4-4: Zona de transição com presença de partículas ultrafinas de quartzo ............................... 4-9

Figura 5-1: Granulador ERWICH ........................................................................................................... 5-2

Figura 5-2: Granulador ERWICH ........................................................................................................... 5-2

Figura 5-3: Granulador RETSCH ............................................................................................................ 5-2

Figura 5-4: Granulador RETSCH ............................................................................................................ 5-2

Figura 5-5: Elementos do perfil em L ................................................................................................... 5-3

Figura 5-6: Elementos do perfil em L ................................................................................................... 5-3

Figura 5-7: Material triturado, proveniente do perfil .......................................................................... 5-3

xvi

Figura 5-8: Gradil .................................................................................................................................. 5-3

Figura 5-9: Gradil, após trituração ....................................................................................................... 5-3

Figura 5-10: Material triturado, proveniente do gradil ........................................................................ 5-3

Figura 5-11: Serra com extractor de poeiras ........................................................................................ 5-4

Figura 5-12: Sacos de armazenamento da poeira resultante do corte de elementos de GFRP .......... 5-4

Figura 5-14: Massa volúmica dos resíduos ........................................................................................... 5-5

Figura 5-15: Equipamento para determinação da análise granulométrica por difracção a laser ........ 5-5

Figura 5-13: Resíduos provenientes do corte de GFRP ........................................................................ 5-5

Figura 5-16: Curvas granulométricas do cimento e resíduos ............................................................... 5-6

Figura 5-17: Componentes da fase sólida ............................................................................................ 5-9

Figura 5-18: Componentes da fase líquida ........................................................................................... 5-9

Figura 5-19: Colocação dos agregados na estufa ............................................................................... 5-11

Figura 5-20: Lavagem do material fino ............................................................................................... 5-11

Figura 5-21: Peneiração mecânica ..................................................................................................... 5-11

Figura 5-22: Picnómetro cheio de água, contendo a brita 1: leitura da massa m2 ............................ 5-12

Figura 5-23: Picnómetro cheio de água: leitura da massa m3 ............................................................ 5-12

Figura 5-24: Provete de brita 1 transferido para um pano seco ........................................................ 5-12

Figura 5-25: Picnómetros colocados em banho-maria a 22°C ........................................................... 5-13

Figura 5-26: Provetes de areia expostos a uma leve brisa ................................................................. 5-13

Figura 5-27: Ensaio do molde troncocónico: cone deformado após desmoldagem.......................... 5-13

Figura 5-28: Curvas granulométricas dos agregados ......................................................................... 5-16

Figura 5-29: Curvas granulométricas do cimento e resíduos ............................................................. 5-17

Figura 5-30: Compactação do betão no cone de Abrams .................................................................. 5-20

Figura 5-31: Medição do abaixamento .............................................................................................. 5-20

Figura 5-32: Pesagem do recipiente preenchido com betão ............................................................. 5-20

Figura 5-33: Ensaio da resistência à compressão ............................................................................... 5-21

Figura 5-34: Provete cilíndrico no posicionador ................................................................................ 5-21

Figura 5-35: Ensaio da resistência à tracção por compressão diametral ........................................... 5-21

Figura 5-36: Provetes com extensómetros colados em geratrizes diametralmente opostas ............ 5-23

Figura 5-37: Ensaio do módulo de elasticidade ................................................................................. 5-23

Figura 5-38: Ensaio da absorção por imersão: provetes imersos a 1/3 da altura .............................. 5-23

Figura 5-39: Ensaio da absorção por imersão: pesagem hidrostática ............................................... 5-23

Figura 5-40: Ensaio da absorção por imersão: colocação dos provetes numa estufa ventilada a 110°C

............................................................................................................................................................ 5-23

Figura 5-41: Ensaio da absorção por capilaridade: Provetes 5×5×10 cm3 no tabuleiro .................... 5-25

xvii

Figura 5-42: Ensaio da absorção por capilaridade: Provetes 5×5×10 cm3 no tabuleiro .................... 5-25

Figura 5-43: Ensaio da resistência à abrasão: definição dos pontos de medição da altura e marcação

do sentido de rotação do provete ...................................................................................................... 5-26

Figura 5-44: Ensaio da resistência à abrasão: pó abrasivo espalhado no disco de abrasão ............. 5-26

Figura 5-45: Ensaio da resistência à abrasão: medição da altura do provete ................................... 5-26

Figura 5-46: Curvas granulométricas reais de cada composição ....................................................... 5-28

Figura 5-47: Betoneira imprimada ..................................................................................................... 5-32

Figura 5-48: Colocação de plástico na boca da betoneira.................................................................. 5-32

Figura 6-1: Massa volúmica do betão no estado fresco em função da taxa de substituição .............. 6-2

Figura 6-2: Relação água/resíduos em função da taxa de substituição ............................................... 6-2

Figura 6-3: Relação água/cimento em função da taxa de substituição ............................................... 6-3

Figura 6-4: Absorção por imersão em função da taxa de substituição ................................................ 6-5

Figura 6-5: Variação percentual, em relação à composição de referência, da relação a/c e da absorção

por imersão, ambas em função da taxa de substituição...................................................................... 6-7

Figura 6-6: Absorção por capilaridade dos provetes 5×5×10 cm3, em função do tempo de

permanência em contacto com a água ................................................................................................ 6-7

Figura 6-7: Absorção por capilaridade dos provetes 5×5×10 cm3, em função da taxa de substituição 6-

8

Figura 6-8: Perda de espessura por abrasão após quatro ciclos em função da taxa de substituição .. 6-9

Figura 6-9: Resistência à compressão aos 28 dias em função da taxa de substituição ..................... 6-11

Figura 6-10: Variação percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de

substituição: resistência à compressão aos 28 dias de idade ............................................................ 6-12

Figura 6-11: Variação em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição:

resistência à compressão aos 28 e aos 240 dias de idade ................................................................. 6-13

Figura 6-12: Resistência à tracção aos 28 dias em função da taxa de substituição ........................... 6-14

Figura 6-14: Módulo de elasticidade aos 28 dias em função da taxa de substituição ....................... 6-16

Figura 6-15: Variação percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de

substituição: módulo de elasticidade ................................................................................................. 6-16

Figura A-1: Correspondência entre a relação a/c e a resistência à compressão..................................A-2

Figura A-2: Cálculo do betão................................................................................................................A-5

Figura A-3: Aproximação da curva real à curva de referência.............................................................A-7

xix

Lista de quadros

Quadro 4-1: Dimensões do agregado grosso, agregado fino, ultrafinos e fíler ................................... 4-1

Quadro 5-1: Caracterização granulométrica dos resíduos provenientes do corte de GFRP................ 5-6

Quadro 5-2: Análise química dos resíduos provenientes do corte de GFRP ........................................ 5-7

Quadro 5-3: Resultados dos ensaios realizados aos agregados ......................................................... 5-14

Quadro 5-4: Distribuição granulométrica dos agregados .................................................................. 5-15

Quadro 5-5: Distribuição granulométrica do cimento CEM II/B-L 32,5 N .......................................... 5-17

Quadro 5-6: Características do superplastificante [55] ..................................................................... 5-18

Quadro 5-7: Volume de sólidos de cada componente (em percentagem do volume total) ............. 5-28

Quadro 5-9: Teor em álcalis dos agregados, do cimento, dos resíduos e do superplastificante ....... 5-29

Quadro 5-10: Teor total em álcalis de cada composição ................................................................... 5-30

Quadro 5-11: Idade dos provetes na data de ensaio ......................................................................... 5-31

Quadro 6-1: Propriedades do betão no estado fresco ......................................................................... 6-1

Quadro 6-2: Propriedades do betão no estado endurecido relacionadas com a durabilidade ........... 6-5

Quadro 6-3: Propriedades do betão no estado endurecido: Propriedades mecânicas ..................... 6-10

Quadro A-1: Coeficientes do método de Faury……………………………………………………………………………….A-3

Quadro A-2: Intersecção das linhas verticais com a curva de referência………………………………………….A-5

Quadro A-3: Cálculo das percentagens dos componentes em relação ao volume de sólidos.………….A-6

Quadro A-4: Módulos de finura da curva real e da curva de referência..………………………………..……….A-6

Quadro A-5: Composição inicial do betão de referência………………………………………………………………….A-8

Quadro A-6: Novas percentagens em relação ao volume de sólidos……………………………………………….A-9

Quadro A-7: Dosagem do betão de referência após reavaliação……………….…………………………………….A-9

Quadro A-8: Dosagem definitiva do betão de referência…………………………………………..………………….A-10

Capítulo 1. Introdução

1-1

1. Introdução

1.1. Considerações preliminares

Os materiais FRP (Fibre Reinforced Polymer) são materiais compósitos constituídos por fibras de

reforço embebidas numa matriz polimérica. As fibras de reforço (em geral de vidro, carbono ou

aramida) oferecem a estes materiais excelentes propriedades mecânicas enquanto a resina os torna

muito pouco susceptíveis aos fenómenos de degradação, ou seja, confere-lhes uma elevada

durabilidade.

Relativamente às resinas utilizadas nestes compósitos, estas podem ser termoplásticas (como são

exemplos o polipropileno, o poliamido, o polietileno e o polibutileno) ou termoendurecíveis (em geral,

poliéster, viniléster, epóxidas ou fenólicas). As resinas termoendurecíveis apresentam melhor

qualidade e permitem maior velocidade de produção sendo, por isso, as mais utilizadas. Contudo,

apresentam a desvantagem de não serem reprocessáveis, já que não podem ser fundidas e

novamente moldadas. Surgem assim algumas dificuldades no que se refere à reciclagem e ao

tratamento pós-utilização de materiais FRP de natureza termoendurecível.

As excelentes propriedades mecânicas e relacionadas com a durabilidade, aliadas ao baixo peso

próprio, à possibilidade de realizar qualquer forma e às múltiplas hipóteses de escolha entre tipos de

fibras, resinas e métodos de produção, fazem com que estes materiais sejam cada vez mais

utilizados em diversos campos. Os transportes e a construção são os dois maiores campos de

aplicação na Europa, com os valores de 33% e 34% da totalidade de compósitos poliméricos,

respectivamente [1].

No entanto, a elevada utilização destes materiais, que se prevê que aumente no futuro, implica

necessariamente a produção de maiores volumes de resíduos. Entre 2000 e 2005, a quantidade total

de resíduos FRP na Europa cresceu de 156 para 216 milhares de toneladas [2]. Aponta-se assim um

problema que se prende com o tratamento a dar às elevadas quantidades de resíduos FRP,

particularmente aos constituídos por resinas termoendurecíveis, que representam a grande maioria

dos resíduos produzidos.

Até agora, a solução pós-utilização para a maioria destes resíduos tem sido a deposição em aterro.

Esta solução apresenta, no entanto, grandes inconvenientes como elevados impactes ambientais. De

facto, de entre as possibilidades no que se refere ao tratamento de elementos residuais, esta é a

solução menos sustentável.

Viabilidade da reutilização de resíduos finos provenientes do corte de GFRP na produção de betões

1-2

As crescentes taxas de deposição em aterro e a maior consciencialização ambiental têm

impulsionado a procura de soluções sustentáveis a dar aos resíduos dos materiais FRP. A própria

indústria destes compósitos tem procurado fomentar a reciclagem e a reutilização dos resíduos como

forma de manter a viabilidade dos seus produtos [3].

A indústria do betão, além de acarretar elevadas quantidades de energia associadas à produção de

cimento e, por conseguinte, ter impactes ambientais significativos, consome elevadíssimas

quantidades de recursos naturais não renováveis, de que é exemplo a extracção de rochas em

pedreiras.

A utilização de materiais FRP como agregados em betão é uma solução que pode promover de forma

expressiva a sustentabilidade, não só por apresentar uma alternativa à deposição em aterro de

materiais FRP, como também por permitir uma redução da quantidade de recursos naturais

utilizados.

1.2. Objectivos da dissertação

A presente dissertação pretende contribuir para a oferta de soluções sustentáveis para os materiais

FRP, estudando a viabilidade da utilização de agregados constituídos por resíduos destes compósitos

na produção de betão. Em particular, pretende-se estudar os resíduos provenientes da indústria da

construção, ou seja, resíduos que podem ser enquadrados no grupo dos resíduos de construção e

demolição (RCD).

Pretende-se identificar os vários tipos de resíduos FRP e as várias possibilidades de tratamento

mecânico dos mesmos com vista à obtenção de agregados e definir qual dos agregados (grossos ou

finos) se apresenta como mais adequado para ser substituído no betão.

Uma vez obtidos os agregados e escolhido o componente a substituir procurou-se realizar uma

campanha experimental que permitisse compreender a influência da incorporação dos resíduos nas

propriedades do betão.

Concretamente, foram realizadas composições de betão que avaliam o efeito da quantidade de

resíduos, introduzida de forma controlada, nas propriedades do betão no estado fresco (massa

volúmica no estado fresco e trabalhabilidade) e nas propriedades do betão no estado endurecido.

Estas compreendem ensaios às propriedades mecânicas (resistência à compressão, resistência à

tracção e módulo de elasticidade) e ensaios às características relacionadas com a durabilidade

(absorção por imersão, absorção por capilaridade e resistência ao desgaste por abrasão).

Capítulo 1. Introdução

1-3

1.3. Organização da dissertação

A presente dissertação compreende 8 capítulos e um anexo.

O primeiro e presente capítulo consiste na introdução da dissertação. Além da organização do

trabalho, este capítulo inclui uma breve descrição da problemática subjacente ao tema da dissertação

e define os objectivos que foram propostos.

O capítulo 2 apresenta as razões que levaram à realização desta dissertação. São abordados os

vários assuntos envolvidos, que incluem a construção sustentável, o problema dos RCD e as

características dos materiais FRP.

As poucas investigações relativas à produção de betões com agregados de materiais FRP realizadas

até hoje são apresentadas no capítulo 3. Este capítulo inclui igualmente um estado da arte relativo às

possibilidades de reciclagem mecânica dos materiais FRP, com vista a tirar conclusões sobre a

melhor forma de obtenção dos agregados.

No âmbito desta dissertação procurou-se, inicialmente, produzir agregados grossos a partir de

resíduos derivados de gradis moldados e perfis pultrudidos de GFRP (“Glass Fibre Reinforced

Polymer”). Para este efeito, foram utilizados diferentes equipamentos técnicos de reciclagem

mecânica. No entanto, por não ter sido possível obter agregados grossos de qualidade, orientou-se o

presente estudo para a incorporação de resíduos finos provenientes do corte de GFRP. Estes

resíduos comportam-se como uma adição fíler. O capítulo 4 pretende então, apresentar outras

investigações onde foi estudado o comportamento do betão com adição de partículas muito finas

(dimensões inferiores a 63 µm).

O capítulo 5 apresenta a campanha experimental realizada no âmbito desta dissertação, descrevendo

e ilustrando os ensaios realizados aos vários componentes do betão, incluindo os agregados, o

cimento e ainda os resíduos provenientes do corte de GFRP. Descrevem-se ainda todos os ensaios

realizados ao betão, quer no estado fresco quer no estado endurecido.

O capítulo 6 é dedicado à apresentação dos resultados obtidos nos ensaios descritos no capítulo 5.

Procede-se também à sua análise e discussão com vista a tirar conclusões sobre a influência da

incorporação dos resíduos provenientes do corte de GFRP no comportamento do betão.

A dissertação é encerrada no capítulo 7, em que se apresentam as principais conclusões do estudo

realizado bem como um conjunto de sugestões para futuros trabalhos de investigação.

O capítulo 8 destina-se à apresentação das referências bibliográficas da presente dissertação.


1-4

Por fim, em anexo, apresenta-se o cálculo da composição do betão de referência.

Capítulo 2. Construção sustentável e materiais FRP

2-1

2. Construção sustentável e materiais FRP

2.1. Desenvolvimento sustentado e construção sustentável

O conceito de desenvolvimento sustentado tornou-se internacionalmente conhecido através do

trabalho da WCED (World Commission on Environment and Development) e do seu relatório Our

Common Future, que viria a ser conhecido como relatório Brundtland [4]. Este relatório define

desenvolvimento sustentado como aquele que atende às necessidades presentes sem comprometer

a possibilidade de que as gerações futuras satisfaçam as suas próprias necessidades.

De forma simplificada, a construção sustentável surge da aplicação deste conceito ao âmbito da

construção tradicional e deve ser pensada como um compromisso entre os aspectos ambientais e os

aspectos económicos. Ou seja, não cabe no conceito de construção sustentável um sacrifício do meio

ambiente obtendo um excelente desempenho económico, mas também não cabe uma excelente

performance do ponto de vista ambiental a custos demasiado elevados [4].

2.2. O problema dos resíduos de construção e demolição

A construção e principalmente a demolição de edifícios geram, anualmente, uma grande quantidade

de resíduos de construção e demolição (RCD). Apesar de não haver estatísticas fiáveis,

particularmente em Portugal, estima-se que na Europa sejam produzidos mais de 500 milhões de

toneladas de RCD por ano, sendo Portugal responsável por 6 a 10 milhões [5]. Além disso, o

aumento do volume de construções verificado nas últimas décadas deixa prever que os valores

referidos irão seguir uma tendência crescente [5].

Actualmente, mais de 80% dos RCD são depositados em aterro [6]. Esta solução, além de apresentar

impactes ambientais significativos, é cada vez mais onerosa e mais difícil de implementar devido à

dificuldade em encontrar novas áreas de aterro. Desta forma, devem ser tomadas medidas para

encorajar uma redução significativa nas quantidades de RCD enviadas para aterro e facilitar o

desenvolvimento de indústrias e mercados que ofereçam soluções sustentáveis para esses RCD.

A reutilização de RCD nos materiais utilizados em novas construções surge assim como uma

alternativa que alia a redução do volume de resíduos depositados em aterro com a diminuição do

consumo de produtos naturais. Além destas vantagens incontestáveis, esta alternativa pode ser

proveitosa do ponto de vista económico, particularmente em países com poucos recursos naturais [5].

Reunindo os vários benefícios oferecidos por esta opção é possível concluir sobre a dimensão do

carácter sustentável desta solução.


2-2

As indústrias do cimento e do betão já contribuíram para a solução de problemas análogos. Um

exemplo típico é a cada vez maior utilização de cinzas volantes em produtos cimentícios. Da mesma

maneira, são cada vez mais utilizados agregados reciclados em substituição de agregados naturais.

Esta aplicação provou já ser possível através da reciclagem de diversos materiais presentes nos

RCD, como vidro, plásticos, materiais cerâmicos, alvenaria de pedra e de tijolo, betão, entre outros.

Em Portugal, a taxa de reciclagem de RCD ainda é muito reduzida se comparada com outros países

Europeus, como a Holanda, a Alemanha e a Dinamarca, onde já são reciclados mais de 90% da

parcela inerte dos RCD produzidos [5]. Apesar de se terem já efectuado várias investigações que

comprovam a viabilidade da reutilização de RCD, a abundância de recursos naturais, a falta de

legislação e a desconfiança por parte de produtores e consumidores têm tornado a reutilização de

RCD na construção, uma alternativa pouco aplicada em Portugal [5].

2.3. A pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos

Como forma de reduzir o impacte ambiental a partir de uma aplicação mais sustentável da grande

quantidade de resíduos existente surge a pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos, apresentada

na figura 2-1 [6].

Figura 2-1: Pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos

De acordo com esta pirâmide, as soluções a implementar no que se refere à gestão de resíduos

dividem-se em cinco grupos, tal como ilustrado da figura anterior. O topo da pirâmide apresenta a

solução mais sustentável (minimização da produção de resíduos), os restantes níveis da pirâmide até

à base ordenam as restantes soluções por ordem decrescente de preferência.

Minimização da produção de resíduos – O processo mais eficaz, seja em termos económicos ou

ambientais, é não produzir resíduos, ou pelo menos minimizar a sua produção tanto quanto possível.

Através da revisão do processo de produção e alteração do material até à sua utilização final, pode

ser possível a identificação de métodos que permitam a redução da quantidade de resíduos

produzidos [3].


2-3

Reutilização – Pode ser definida como a forma de aplicação de resíduos que não envolve qualquer

tratamento dos mesmos.

Reciclagem – As soluções que compõem esta parte da pirâmide são aquelas que implicam um

tratamento dos resíduos antes da sua aplicação, sendo assim soluções menos valorizadas que as

enquadradas na reutilização.

Incineração com recuperação de energia – Esta opção é viável para os resíduos que apresentem um

elevado poder calorífico como materiais poliméricos.

Deposição em aterro e incineração sem recuperação de energia - Estas soluções aparecem como as

mais praticadas e, ao mesmo tempo, as menos interessantes, pois são aquelas que causam um

maior impacte ambiental. Além deste aspecto, refira-se que estas soluções não aproveitam algumas

vantagens oferecidas pelos níveis superiores, como sejam uma redução do custo de produtos

realizados com recurso a resíduos reciclados. Relativamente aos resíduos com elevado poder

calorífico pode-se referir que as presentes soluções são menos sustentáveis em relação ao nível

imediatamente superior pois resultam numa perda de energia que poderia ser obtida através da

incineração com recuperação de energia [3].

2.4. Legislação

São notórios diversos esforços legislativos no sentido de promover soluções mais sustentáveis para

os resíduos, incluindo os RCD. Devem-se referir algumas directivas europeias como a directiva

1999/31/CE, relativa à deposição de resíduos em aterro (“Directive on the Landfill of Waste”) e a

directiva 2000/76/CE, relativa à incineração e co-incineração dos resíduos (“Directive on Waste

Incineration”). A primeira regula as quantidades e o tipo de resíduos que podem ser depositados em

aterro e estabelece metas com vista à diminuição do volume de resíduos com este fim. Por outro

lado, a segunda directiva referida visa reduzir ao mínimo os efeitos negativos no ambiente, bem como

os riscos para a saúde humana, resultantes da incineração e co-incineração de resíduos [7]. Estes

documentos penalizam os níveis inferiores da pirâmide da gestão de resíduos promovendo, dessa

forma, soluções mais sustentáveis como a reutilização e a reciclagem.

Em Portugal, apesar de ainda não haver muita legislação reguladora desta matéria e desta não ser

ainda suficientemente penalizante para garantir esforços elevados na procura de soluções mais

sustentáveis para os resíduos, é de referir o Decreto-Lei Nº 46/2008, que entrou em vigor em Junho

de 2008. Este documento estabelece medidas de prevenção na produção de RCD, define

responsabilidades para o tratamento dos mesmos e tenta impulsionar a reciclagem e a reutilização

através de medidas como a triagem e a fragmentação dos resíduos [8].


2-4

A classificação dos resíduos pode ser realizada segundo a Lista Europeia dos Resíduos (LER), que

atribui um código a cada tipo de resíduo em função da sua forma de produção [9]. Além deste

aspecto, a LER identifica ainda quais os resíduos classificados como substâncias perigosas.

2.5. Materiais FRP

2.5.1. Constituição dos materiais FRP

Um material compósito pode ser definido como aquele que combina pelo menos dois materiais,

aproveitando as suas melhores características e criando um novo material cujas propriedades

(mecânicas, térmicas, etc.) são superiores às dos materiais originais [10]. Em geral, um compósito

apresenta duas fases: a matriz e a fase dispersa. A matriz garante a transferência de cargas entre o

compósito e a fase dispersa, sendo esta responsável pelo comportamento mecânico do material [10].

Os materiais plásticos reforçados com fibras, ou materiais FRP (“Fibre Reinforced Polymer”) são

materiais compósitos que na sua forma mais simples são constituídos por fibras de reforço (fase

dispersa) embebidas numa matriz polimérica [11].

Um aspecto que determina de forma fundamental a qualidade de qualquer material compósito é a

aderência entre as duas fases. Esta zona, vulgarmente denominada interface, deve permitir uma

transmissão ajustada das tensões e extensões entre as fases. Caso isto não aconteça, as fibras

podem sofrer um deslizamento dentro da matriz e serem arrancadas para fora desta [10]. A aplicação

de um agente ligante ou a oxidação da superfície da fibra são dois métodos comuns de promover a

qualidade da zona de interface.

Fibras de reforço

Como se referiu, a função essencial das fibras é suportar as solicitações mecânicas dos elementos

estruturais, fornecendo resistência e rigidez suficientes na direcção em que se desenvolvem [11].

Uma vez que as fibras têm um comportamento anisotrópico, ou seja, apresentam resistência apenas

na direcção do seu comprimento, deve-se referir um aspecto que tem uma influência significativa nas

propriedades destes compósitos que é a disposição da fibra dentro do material. Quanto a este

aspecto, podem distinguir-se três configurações distintas: mechas de fibras de reforço contínuas

entrelaçadas; mechas de fibras contínuas dispostas paralelamente (“Rovings”) e fibras descontínuas

ou curtas (apresentam dimensões substancialmente reduzidas) [11]. A partir destas formas é possível

constituir mantas com fibras de reforço orientadas aleatoriamente (com fibras contínuas ou

descontínuas) ou com fibras orientadas em direcções definidas (fibras contínuas) [11]. As figuras 2-2

e 2-3 apresentam mantas com fibras curtas (direcção aleatória) e com fibras contínuas (neste caso,

seguindo duas direcções definidas), respectivamente.


2-5

Figura 2-2: Manta constituída por fibras descontínuas (curtas) [12]

Figura 2-3: Manta constituída por fibras contínuas orientadas em duas direcções [13]

Por fim, combinando vários tipos de mantas e configurações de fibras obtêm-se laminados como o

apresentado na figura 2-4. Este laminado é um exemplo de uma componente (parede) de um perfil

pultrudido1. È possível distinguir três tipos de camadas nesta figura: o véu de superfície, as fibras de

reforço orientadas na direcção longitudinal e a manta com fibras dispostas noutras direcções. A

primeira camada referida é, geralmente, uma manta com fibras orientadas aleatoriamente e com um

teor de resina elevado e tem a função de conferir um melhor comportamento do material em relação

aos aspectos relacionados com a durabilidade. As fibras de reforço contínuas orientadas

longitudinalmente asseguram a resistência do elemento nesta direcção. Por fim, a manta central

constituída por fibras dispostas noutras direcções tem a função de garantir a resistência da peça final

às solicitações transversais e por corte [14].

Figura 2-4: Exemplo da disposição das camadas de um laminado num compósito pultrudido (adaptado de [15])

O nome de cada compósito está associado ao tipo de fibra que incorpora, sendo os mais comuns, o

GFRP (reforçado com fibra de vidro), o CFRP (reforçado com fibra de carbono) e o AFRP (reforçado

com fibra de aramida).

As fibras de vidro são as mais utilizadas na indústria da construção, pois apresentam a maior relação

resistência / preço. Estas fibras dividem-se em vários tipos (E, S, AR e C), que apresentam algumas

1 A pultrusão é um dos métodos de produção de materiais FRP mais comuns. O subcapítulo seguinte apresenta este processo de forma detalhada.


2-6

diferenças nas suas propriedades. No entanto, as fibras de tipo E, com boas propriedades de

isolamento eléctrico, são de longe as mais utilizadas (80% a 90% dos produtos comercializados) [11].

Um dos aspectos partilhados por todos os tipos de fibras de vidro e que é o principal inconveniente

deste elemento é o reduzido módulo de elasticidade que, para as fibras de tipo E, pode ser até 5

vezes menor que o módulo de elasticidade das fibras de carbono [11].

Os compósitos CFRP (reforço em fibras de carbono) são aqueles que apresentam melhores

propriedades mecânicas como uma elevada resistência à tracção e módulo de elasticidade, elevadas

resistências à fluência e á fadiga, excelente resistência química e baixo peso próprio [16,17]. Em

contrapartida, apresentam um custo muito elevado.

As fibras de aramida apresentam boas propriedades de tenacidade e têm um módulo de elasticidade

50% maior que as fibras de vidro [11]. As principais desvantagens dos compósitos AFRP estão

associadas à reduzida resistência à compressão e à elevada sensibilidade à radiação

ultravioleta [18].

Matriz polimérica

Esta componente do compósito irá envolver as fibras, mantendo-as ligadas, transferindo as cargas, e

protegendo as fibras contra o ataque dos agentes exteriores [19].

As resinas utilizadas nos materiais FRP podem ser agrupadas em dois conjuntos fundamentais que

se diferenciam pela sua estrutura química no estado sólido: resinas termoplásticas e resinas

termoendurecíveis [19].

Nas resinas termoendurecíveis, durante a reacção de polimerização, é criada uma estrutura

molecular tridimensional de ligações cruzadas. Pelo contrário, nas resinas termoplásticas as ligações

moleculares são realizadas por pontes de hidrogénio ou forças de Van der Waals [11]. A estrutura

molecular mais forte implica que as resinas termoendurecíveis não são reprocessáveis, na medida

em que não podem ser derretidas e novamente moldadas, ao contrário das termoplásticas. Contudo,

as termoendurecíveis vão permitir uma produção mais rápida, devido à sua reduzida viscosidade,

mais barata, e oferecendo melhores qualidades de adesão e de impregnação no reforço, em

comparação com as resinas termoplásticas [11].

As resinas termoendurecíveis mais comuns são o poliéster, o viniléster, as epóxidas e as fenólicas

[11,19]. Como exemplos de resinas termoplásticas refere-se o polipropileno, o poliamido, o polietileno

e o polibutileno [11,19]. Devido às propriedades apresentadas no parágrafo anterior estas resinas são

pouco utilizadas face às termoendurecíveis, que representam a maioria das resinas utilizadas em

aplicações de materiais FRP [11].


2-7

As resinas de poliéster combinam um razoável comportamento mecânico e boas propriedades em

termos de durabilidade com um custo relativamente baixo e, por essa razão, constituem 75% das

resinas utilizadas em materiais FRP [11].

De entre as restantes resinas termoendurecíveis, as epóxidas são aquelas que apresentam melhores

propriedades mecânicas, oferecem melhor performance no que diz respeito à durabilidade e têm

melhores propriedades de adesão [11]. As suas desvantagens são o preço elevado e a alta

viscosidade que as torna mais difíceis de utilizar.

As resinas de viniléster fazem uma combinação entre os dois tipos de resinas já referidos e, dessa

forma, apresentam propriedades e preço que se situam num nível intermédio [11]. No que se refere à

durabilidade, estas resinas podem ser preferidas em relação às resinas de poliéster e, hoje em dia,

são as mais utilizadas no fabrico de varões de FRP para reforço de betão [20].

As resinas fenólicas têm como principal vantagem, por comparação com as outras resinas

termoendurecíveis, o facto de serem muito menos inflamáveis e produzirem menos fumo quando

submetidas ao fogo ou a calor intenso. As suas propriedades mecânicas e de adesão são também

bastante boas e o seu preço é idêntico ao do poliéster [11]. Porém, quando comparadas com outras

resinas termoendurecíveis, as resinas fenólicas são mais difíceis de reforçar e produzir.

Muitas vezes, são adicionadas outras substâncias à matriz, como agentes de polimerização, fíleres e

aditivos.

Os agentes de polimerização têm como função essencial acelerar a reacção de polimerização da

resina base [11].

Os fíleres podem ser adicionados com o objectivo de diminuir o custo do material ou mesmo para

melhorar determinadas características do compósito como a resistência ao fogo (diminuem a

quantidade de matéria orgânica na matriz). O sulfato de cálcio e o hidróxido de alumínio são dois

exemplos de fíleres habitualmente utilizados com esse objectivo. Refiram-se ainda o caulino e o

carbonato de cálcio que se enquadram entre os fíleres mais utilizados em materiais FRP.

Por fim, os aditivos têm também o objectivo de modificar as propriedades do compósito mas

distinguem-se dos fíleres por serem aplicados em quantidades muito menores. Certos compósitos

não estruturais podem ter teores de fíler até 65% do seu peso, enquanto as quantidades de aditivo

nunca ultrapassam 1% do peso de resina [11].


2-8

2.5.2. Processos de produção de materiais FRP

As propriedades do produto final estão muito dependentes do processo de fabrico do material,

estando actualmente disponíveis diversos processos de fabrico de materiais FRP.

Concentrando o esforço nos compósitos de matriz termoendurecível, uma vez que estes constituem a

maioria dos compósitos produzidos, é possível subdividir os processos de produção em dois grupos

de acordo com o estado da resina na altura da aplicação: com a resina líquida e com a resina semi-

curada ou pré-impregnados [10].

A manipulação da resina líquida permite uma melhor capacidade de produção em série, ou seja, um

processo de produção menos dispendioso e, consequentemente, mais popular junto dos fabricantes

destes materiais [10].

Enquadrados nesta secção dos métodos de produção, é de referir os processos de laminação

manual, moldagem por injecção, enrolamento filamentar e a pultrusão, que se apresentam como os

mais comuns para a produção de elementos estruturais [10]:

Laminação manual – Colocação da fibra sobre um molde e impregnação da resina à mão através de

um rolo [21].

Moldagem por injecção – Injecção da resina no interior de um molde. A resina pode ser injectada no

interior de um molde duplo fechado (transferência) ou no interior de um molde simples fechado por

uma membrana flexível, em vácuo (infusão) [10].

Enrolamento filamentar – Neste processo, as fibras contínuas passam por um banho de resina e são

enroladas com ângulos pré-determinados sobre um mandril giratório [21].

Pultrusão – É um processo contínuo de fabricação de peças longitudinais de compósitos. A figura 2-5

ilustra a linha de montagem do processo da pultrusão. Inicialmente, as fibras contínuas e as mantas

são guiadas e orientadas para uma estação de impregnação de resina, como se pode observar na

figura 2-6. O material é depois passado numa pré-forma que dá o formato final desejado da secção

transversal e elimina a resina em excesso. De seguida, dá-se a polimerização da matriz, ou seja, a

sua passagem ao estado sólido (cura) no interior de um molde a altas temperaturas. Instalado de

seguida na linha de montagem encontra-se um sistema cuja função é a aplicação de tracção no

material, resultando assim uma peça pultrudida traccionada com a forma geométrica imposta pela

fieira [10,11]. A etapa final do processo constitui no corte dos elementos longitudinais, conseguindo-

se dessa forma peças longitudinais com o comprimento pretendido.


2-9

Figura 2-5: Esquema do processo de pultrusão (adaptado de [22])

Figura 2-6: Pultrusão - Sistema de orientação da fibra para a linha de produção [23]

2.5.3. Características dos materiais FRP

As principais vantagens dos materiais FRP, comparando com outros materiais, são a baixa

densidade, as elevadas resistência e rigidez específicas (em relação à densidade), a boa resistência

à fadiga e à corrosão, as boas propriedades de isolamento eléctrico e térmico, a facilidade em realizar

qualquer forma pretendida, a facilidade de colocação e o baixo custo de manutenção [11,19]. Em

contrapartida, apresentam um comportamento deficiente a temperaturas elevadas e um custo inicial

elevado [11,19].

Estes materiais apresentam um elevado potencial de aplicação em múltiplas áreas pelo facto de

poderem ser fabricados à medida das necessidades apenas com alteração da natureza ou

configuração dos seus constituintes e dos processos de fabrico. Numa aplicação onde não sejam

necessárias elevadas propriedades mecânicas é possível, por moldagem, combinar resinas de

poliéster com fibras de vidro descontínuas e fíleres de baixo custo. Para aplicações mais exigentes,

como na indústria aeroespacial, pode-se optar por fibras de carbono contínuas e resinas

epóxidas [24].

Em particular no sector da construção, a eficiência dos materiais FRP deve-se ao elevado

desempenho em termos de durabilidade e aos baixos custos de manutenção, aliados à optimização

estrutural das peças a produzir devido à redução das quantidades dos materiais, e aos reduzidos

tempos e custos dos processos de fabricação e montagem [10].

Apesar dos custos iniciais da produção de componentes de FRP serem, por vezes, superiores aos

correspondentes de betão e aço, os custos de manutenção e os benefícios secundários,

principalmente no que se refere às qualidades em termos de durabilidade são bastante apreciáveis.

Verifica-se assim, que muitas das aplicações de FRP acabam por ser mais rentáveis que soluções

convencionais equivalentes quando são considerados os custos de ciclo de vida [10].

Fibras de reforço longitudinal

Mantas de reforço

Véu de superfície

Molde aquecido

Sistema detracção

Sistema de corte

Estação de impregnação

de resinas

Pré-forma

Guias

Fibras de reforço longitudinal

Mantas de reforço

Véu de superfície

Molde aquecido

Sistema detracção

Sistema de corte

Estação de impregnação

de resinas

Pré-forma

Guias


2-10

2.5.4. Aplicações dos materiais FRP

Os materiais FRP são aplicados em vários campos como na indústria automóvel, na indústria

aeronáutica, na indústria naval, na indústria da construção e em artigos desportivos. Os transportes,

grupo do qual fazem parte as primeiras indústrias atrás referidas têm sido, tradicionalmente, o maior

campo de aplicação dos materiais FRP. Figueiredo e Sá [10] estimou, com base em várias fontes

[25,26], que 27% do total de materiais FRP são utilizados em transportes. De acordo com o seu

estudo, a indústria da construção surge em quarto lugar, com o valor de 13% do total de materiais

FRP aplicados.

Estudos mais recentes, realizados pela “European Composites Industry Association” (EuCIA) [1]

indicam que, para a Europa, os mercados da construção e dos transportes são os maiores em termos

de quantidade de compósitos poliméricos envolvidos, com os valores de 34% e 33%,

respectivamente.

No campo da construção é possível dividir as aplicações de materiais FRP em três grupos: como

reforço em betão, para reabilitação e reforço de estruturas e aplicados em construções novas.

No que se refere ao reforço em betão, estes materiais podem ser aplicados como varões, cabos pré-

esforçados, mantas constituídas por fibras contínuas ou como incorporação de fibras curtas no betão.

Deve-se referir que esta última aplicação não pode ser rigorosamente enquadrada como uma

aplicação de materiais FRP, uma vez que é equivalente à constituição de um novo compósito cuja

matriz é de origem cimentícia.

As aplicações referidas substituem ou complementam o reforço de varões de aço. Desta forma,

revelam-se particularmente interessantes em estruturas onde a durabilidade é um aspecto essencial,

uma vez que, neste aspecto, pode ser possível obter um melhor desempenho que o aço [11].

Relativamente ao reforço de estruturas, devem ser destacadas as aplicações com laminados (figura

2-7), mantas, varões e cabos exteriores pré-esforçados (figura 2-8), que se apresentam de elevada

utilidade, particularmente em estruturas de betão armado. Uma das utilizações mais correntes destes

elementos é no reforço de pilares e tabuleiros de pontes [11]. O reforço sísmico associado ao

encamisamento de pilares é também um campo onde os materiais FRP apresentam bastantes

vantagens (figura 2-9) [11].

A baixa densidade, a elevada resistência à corrosão e a velocidade de aplicação são vantagens

inegáveis apresentadas por estes compósitos na reabilitação de estruturas existentes. Um exemplo é

a aplicação de painéis pré-fabricados na substituição de tabuleiros de pontes degradados ou que

exijam aumento da capacidade de carga. Outra utilização destes materiais no âmbito da reabilitação

é na recuperação de pavimentos de madeira degradados, onde soluções tradicionais como perfis de


2-11

aço ou elementos de betão armado, não ofereceriam as vantagens dos materiais FRP em termos de

acréscimo de peso introduzido na estrutura existente e noutras condicionantes como o espaço

disponível para a instalação de gruas [11].

No que se refere ao emprego dos materiais FRP em novas construções, estes podem ser utilizados

apenas em alguns componentes como vigas, lajes ou cabos exteriores, juntamente com materiais

tradicionais, caso em que a estrutura se denomina de híbrida, ou podem ser aplicados quase

integralmente a toda a estrutura (totalmente compósitas) [11].

Relativamente às estruturas híbridas, devem-se salientar as aplicações dos materiais FRP na

construção de tabuleiros de pontes, através da utilização de painéis de laje pré-fabricados [10].

As estruturas totalmente compósitas permitem aproveitar melhor todas as potencialidades dos

materiais FRP, uma vez que são projectadas para se adaptarem às características do material. Tal

como para as estruturas híbridas, é nas pontes que se nota a aplicação mais significativa destes

compósitos. Nestas estruturas, a infra-estrutura (pilares e encontros) é normalmente construída

recorrendo a materiais tradicionais.

As figuras 2-10 e 2-11 apresentam as pontes de Lérida (Espanha) e Pontresina (Suíça) construídas

quase integralmente nestes compósitos, mais concretamente, em perfis pultrudidos de GFRP.

Figura 2-7: Reforço das vigas na ponte Maryland Street,

Winnipeg, Canadá [27]

Figura 2-8: Cabos exteriores de pré-esforço de CFRP no reforço das vigas de

uma ponte [28]

Figura 2-9: Encamisamento de pilar (refoço sísmico) [29]

Figura 2-10: Ponte Lérida, Espanha [30] Figura 2-11: Ponte Pontresina, Suíça [30]


2-12

2.5.5. Reciclabilidade dos materiais FRP

Como se referiu, existem dois tipos de resinas utilizados nos materiais FRP: termoplásticas e

termoendurecíveis. As resinas termoplásticas, apesar de terem propriedades menos interessantes,

podem ser fundidas e moldadas novamente, sendo assim possível a sua reciclagem. No entanto, o

mesmo não acontece para as resinas termoendurecíveis, que são aquelas que dominam o mercado

de materiais FRP, particularmente no que toca à construção [3].

Assim, as mesmas propriedades que tornam os compósitos termoendurecíveis muito interessantes

em termos de durabilidade também os tornam menos sustentáveis em termos ambientais. Sendo a

deposição em aterro a solução mais utilizada hoje em dia para este tipo de compósitos, é de todo o

interesse a procura de soluções que estejam nos níveis superiores da pirâmide da hierarquia de

gestão de resíduos.

Por outro lado, previsivelmente, as taxas de deposição em aterro irão aumentar o suficiente para

desencorajar as soluções que envolvem o despejo, promovendo dessa maneira, a reutilização e a

reciclagem. A indústria dos materiais FRP tem de atender a esta situação e identificar soluções

sustentáveis de forma a manter a viabilidade dos seus produtos no sector da construção [3].

2.5.6. Fontes geradoras de resíduos FRP

De acordo com a EuCIA [2], a quantidade total de resíduos de materiais FRP produzidos na Europa,

tomou os valores de 156 e 216 milhares de toneladas para 2000 e 2005, respectivamente, prevendo-

se que este valor ascenda aos 262 milhares de toneladas para 2010 e aos 304 milhares de toneladas

para 2015. Estes valores permitem formar uma ideia da tendência crescente que a quantidade gerada

de resíduos FRP está a tomar.

Como se referiu no subcapítulo 2.5.4, a construção é um dos principais campos de aplicação de

compósitos poliméricos. Neste sector, é possível identificar três instantes diferentes na geração de

resíduos FRP: na produção do material; nas operações de construção de um novo edifício e nas

demolições e fim de vida do material.

Os resíduos gerados na produção destes materiais são geralmente depositados em aterro, uma vez

que as matérias-primas utilizadas na produção de material FRP são relativamente económicas (com

excepção das fibras de aramida e carbono). As quantidades de resíduos geradas são, habitualmente,

baixas em comparação com as quantidades produzidas [3].

Em comparação com outros materiais tradicionais como elementos de madeira ou betão, a

quantidade de resíduos de materiais FRP produzidos na construção de novos edifícios não toma

ainda valores muito elevados. Uma porção considerável das peças de FRP é produzida para um fim


2-13

específico, sendo moldadas e feitas à medida, não originando assim praticamente quaisquer resíduos

[3].

A grande maioria dos resíduos gerados em novas construções surge das peças produzidas em série,

como o sejam perfis pultrudidos ou gradis. O corte destes elementos implica uma fracção de

elementos residuais com poucas possibilidades de aproveitamento. Associado ao aumento da

utilização dos materiais FRP verificar-se-á um aumento da quantidade de resíduos relacionada com

novas construções.

Os resíduos resultantes de demolições e o material em fim de vida geram uma quantidade de

resíduos pequena, em comparação com outros materiais de construção [3]. Apesar de essa

quantidade não tomar ainda proporções demasiado elevadas, irá ter tendência a aumentar de forma

significativa.

Observando para além dos RCD, ou seja, examinando as fontes geradoras de resíduos não

directamente relacionadas com aplicações em engenharia civil, pode-se olhar por exemplo para a

indústria automóvel, onde a utilização de compósitos tem aumentado substancialmente, sendo que

um veículo produzido hoje em dia na Europa tem cerca de 120 kg de materiais plásticos, dos quais

20% são compósitos. Ao aplicar este valor aos 17 milhões de veículos produzidos por ano na Europa

é possível chegar ao valor de 408 000 toneladas de compósitos utilizados anualmente pela indústria

automóvel [31].

Desta forma, como previsivelmente as quantidades de materiais FRP utilizados numa grande

variedade de aplicações aumentará ao longo da próxima década, o eventual volume de resíduos de

material FRP pós-aplicação irá igualmente aumentar.

2.5.7. Classificação dos resíduos de materiais FRP de acordo com a legislação

Como referido, a actual legislação classifica os resíduos por intermédio de um documento

denominado Lista Europeia de Resíduos (LER). Este documento, publicado na Portaria N.º 209/2004

[9] classifica os resíduos de acordo com a sua proveniência atribuindo-lhes um código. Ou seja, os

resíduos de materiais FRP provenientes da indústria da construção podem ser enquadrados na

secção de resíduos de construção e demolição, particularmente no ramo “Vidro, plástico e madeira

contendo ou contaminados com substâncias perigosas”. No entanto é possível para certos resíduos

enquadrá-los em mais do que um campo. Os resíduos dos polímeros reforçados com fibras de vidro

gerados na produção deste material podem ajustar-se também na secção “Resíduos do fabrico do

vidro e de produtos de vidro”, nomeadamente como “Resíduos de materiais fibrosos à base de vidro”

e “Partículas e poeiras”, estando este último tópico associado às poeiras libertadas no corte das

peças de FRP.


2-14

2.5.8. Soluções para a valorização dos resíduos FRP

De seguida, apresentam-se algumas das formas de gerir os resíduos de materiais FRP, enquadrando

essas mesmas formas na pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos:

Minimização da produção de resíduos

De acordo com uma investigação do Building Research Establishment, a maioria dos processos

automatizados de produção destes materiais é muito eficiente e há pouca margem para

aperfeiçoamentos em termos de redução de resíduos gerados [3].

Reutilização

Neste nível da pirâmide torna-se inevitável fazer uma divisão entre os vários tipos de resíduos de

acordo com a forma como foram concebidos.

Assim, os resíduos resultantes do corte de perfis e de outras peças de produção em série não

apresentam possibilidades de reutilização, exceptuando o pó libertado nesse corte. As poeiras

libertadas no corte dos materiais FRP são elementos muito finos (<63 µm) e, além disso, podem

conter substâncias perigosas como a sílica (por exemplo, no caso de o reforço ser fibra de vidro). Por

estas razões a legislação obriga, como forma de proteger os trabalhadores a elas expostos, à

extracção mecânica destas poeiras. Estes resíduos são então recolhidos sendo apenas necessário

recolhê-los dos depósitos onde se encontram armazenados. As soluções que se destinem a reutilizar

estes resíduos entram portanto nesta parte da pirâmide, na medida em que o resíduo não necessita

de nenhum tratamento antes de aplicado.

Existem já várias soluções para a reutilização das poeiras de materiais FRP. Um exemplo é a sua

aplicação como fíler na produção de novos compósitos. No entanto, têm de ser encontrados mais

mercados para a utilização deste material face, por um lado, ao aumento da produção de materiais

FRP e consequente aumento de quantidade de resíduos e, por outro, às crescentes exigências e

proibições da legislação no que se refere à deposição em aterro deste tipo de resíduos.

O tratamento mecânico de peças residuais de materiais FRP com vista à obtenção de material muito

fino é já uma alternativa aplicada, sendo a aplicação deste material a mesma referida no parágrafo

anterior. No entanto, e por terem que sofrer alterações com vista à sua aplicação, esta solução

enquadra-se no nível seguinte da pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos, ou seja, a

reciclagem.

Quanto aos resíduos resultantes do fim de vida útil, a sua reutilização é geralmente pouco prática,

pois muitos dos elementos de FRP são especialmente produzidos para uma aplicação particular, o


2-15

que significa que é altamente improvável que esses elementos possam ser reutilizados numa

aplicação diferente. Peças como piscinas ou tubagens em FRP são construídas com uma longa vida

útil e são instaladas sem preocupações de recuperação ou reutilização. As peças estruturais como

perfis podem ser difíceis de reutilizar uma vez que é difícil recalcular as suas propriedades mecânicas

visto que, muitas vezes, não se tem referência do produtor original e, por vezes, até a combinação

matriz/fibra é desconhecida [3].

Reciclagem

As tecnologias disponíveis para reciclar compósitos com resinas termoendurecíveis podem-se dividir

em dois grupos fundamentais: tratamento mecânico e tratamento térmico [24].

A reciclagem mecânica é um dos métodos mais investigados e, além disso, é o único processo

explorado comercialmente para a reciclagem de compósitos FRP [19]. Geralmente, este método

envolve uma série de processos mecânicos, como corte, britagem e trituração, resultando, passo a

passo, numa redução do tamanho do material. Depois de processado, o material pode ser dividido

em várias fracções, que variam desde poeiras até partículas fibrosas com diversos comprimentos e

podem ser aplicados como fíler ou como reforço num novo compósito, respectivamente [24].

Algumas investigações tentaram desenvolver técnicas de reciclagem de compósitos

termoendurecíveis com base em processamentos térmicos como a obtenção das fibras utilizando um

processo denominado “fluidised bed thermal process” e pirólise. O objectivo destes processos é a

separação entre a matriz e a fase dispersa. Ambas as técnicas enunciadas consistem no

aquecimento a temperaturas elevadas2 do material até se dar a volatilização do polímero. Desta

forma, é possível a recuperação das fibras e dos fíleres presentes no compósito [24].

Os gases relativos à volatilização do polímero podem depois ser condensados, criando um

combustível que pode ser utilizado para fornecer energia à câmara de aquecimento [24].

Refira-se que estes processos permitem a separação entre as duas fases do compósito, com vista

principalmente à obtenção das fibras, uma vez que é este o componente que apresenta maior valor.

Mas deve-se ter em atenção que as elevadas temperaturas a que o material é submetido provocam

danos nas fibras. Utilizando o processo “fluidised bed thermal process”, para temperaturas de 450 ºC,

foram medidas reduções de 50% na resistência à tracção das fibras de vidro [24]. Para temperaturas

superiores, da ordem de 650 ºC, esta redução ascendeu aos 90%. As fibras de carbono permitem a

obtenção de reduções menos significativas, para a temperatura de 550 ºC, a redução na resistência à

tracção foi apenas de 20%.

2 A temperatura necessária para o polímero volatilizar depende da matriz, geralmente para temperaturas superiores a 450 ºC a maioria das resinas já volatilizaram, excepto a epóxida que necessita de temperaturas superiores a 550 ºC [24].


2-16

Várias investigações, em vários países, incluindo França, Alemanha, Itália e Holanda provaram que a

reciclagem de material FRP é possível. Contudo, é necessária a identificação de mais mercados para

o produto reciclado. Os mercados existentes não são suficientes [3].

Incineração com recuperação de energia

Os polímeros termoendurecíveis, como todos os materiais orgânicos, têm um elevado poder calorífico

e, dessa forma, podem ser utilizados como fonte de energia, havendo várias investigações que

tiveram sucesso na combustão de compósitos com vista à recuperação de energia [3,24].

No entanto, esta opção tem sido preterida em relação à deposição em aterro porque, actualmente, as

incineradoras cobram mais por aceitar resíduos de FRP devido ao seu alto poder calorífico e às

emissões tóxicas que, em conjunto, tendem a sobrecarregar o sistema, o que significa que não se

processam tantos resíduos de outras naturezas [3]. É preciso ter em consideração que a produção de

energia proveniente da incineração é uma preocupação secundária e que o principal objectivo da

incineradora é eliminar os resíduos domésticos. Ao queimar pequenas quantidades de resíduos de

material FRP, grandes volumes de resíduos de outra natureza têm de ser enviados para aterro.

Incineração sem recuperação de energia e aterro

Esta solução aparece como a opção mais praticada e, ao mesmo tempo, a menos interessante pois

resulta numa perda de energia que poderia ser obtida através da incineração com recuperação de

energia. As soluções que passam pela reutilização e pela reciclagem dependem da eficiência

económica das opções disponíveis. Dessa forma, apesar das crescentes exigências impostas pela

legislação, até surgirem soluções de valorização dos recursos nos níveis superiores da pirâmide com

custo suficientemente baixo ou até as taxas de deposição em aterro aumentarem até um valor que

torne as presentes soluções de reutilização, reciclagem e incineração alternativas viáveis, a maioria

dos resíduos de FRP acabarão depositados em aterro [3].

2.5.9. Produtos obtidos a partir de resíduos FRP

Embora seja ainda necessário encontrar novos destinos para os produtos reciclados de materiais

FRP, existem já algumas hipóteses para a aplicação destes resíduos.

As partículas resultantes da reciclagem mecânica dos materiais FRP podem subdividir-se em duas

fracções de acordo com as suas dimensões, aquelas que se podem designar como muito

finas (< 63 µm) e as de dimensões mais elevadas.

Por sua vez, os processos térmicos de reciclagem enunciados no subcapítulo anterior permitem a

separação das fibras e fíleres da matriz.


2-17

Como foi anteriormente referido, uma das aplicações das partículas muito finas é como fíler na

produção de nova resina para materiais FRP. Alguns fabricantes de compósitos já utilizam estes

resíduos para essa finalidade [32].

A incorporação de fíler reciclado, em teores de 20%, permitiu obter novos compósitos laminados, não

se obtendo diferenças significativas nas propriedades, em relação a um compósito original, obtendo-

se ainda uma redução do peso próprio do material e, naturalmente, do custo [19].

Mesmo as partículas de maiores dimensões e as fibras recuperadas através dos processos térmicos

podem ser aplicadas como enchimento em novo material FRP. Existem alguns projectos que

comprovam a viabilidade desta alternativa. Um exemplo de aplicação foi em barcos de lazer, onde foi

possível substituir a estrutura exterior, realizada com materiais novos, por uma estrutura sandwich,

em que o interior continha 40% de material reciclado [33].

No entanto, refira-se que quando o material reciclado mecanicamente substitui o material original,

algumas propriedades mecânicas podem ser reduzidas. Esta redução está comprovada para teores

de incorporação de material reciclado3 em novos compósitos da ordem de 30%. DeRosa et al. [34]

estudaram a influência da incorporação de 30% material reciclado (a partir da granulação de

compósitos laminados) na resistência à tracção do compósito. Testou-se, para além disso, a

substituição de fibras com diversos comprimentos com vista a analisar também a influência neste

parâmetro. Os resultados demonstraram reduções na resistência à tracção de 40%, 38% e 50% para

as fibras com comprimentos de 19 mm, 12,7 mm e 6,35 mm, respectivamente.

Os autores [34] sugerem que estas reduções elevadas se devem a uma diminuição significativa da

qualidade da ligação entre as fibras recicladas e a nova matriz. Dessa forma experimentaram um

método químico de tratamento da superfície das fibras recicladas cujo objectivo era promover a

ocorrência de reacções na interface matriz/reforço que resultassem em ligações covalentes entre

estes dois componentes, permitindo uma melhor transferência de cargas entre os mesmos e, dessa

forma, aproveitando melhor a função de reforço das fibras. Embora o tratamento testado não tenha

sido bem sucedido, a investigação de novos métodos de tratamento da superfície das fibras

recicladas com vista a melhorar a ligação entre as duas fases do compósito é necessária e pode

revelar-se como uma solução vantajosa.

Assim, pode-se referir que a aplicação como fíler é uma opção bastante atraente para a reciclagem

de compósitos FRP. A utilização das fibras recuperadas através dos processos térmicos e mecânicos

em substituição de novo material é, também, uma alternativa, colocando-se no entanto algumas

reservas para a sua utilização em elementos que tenham solicitações mecânicas elevadas, uma vez

que, como se referiu, as propriedades das fibras recuperadas podem ser reduzidas, além de poderem

não permitir uma boa ligação com a nova matriz [24,34].

3 Percentagem referente à totalidade de material reciclado (material de dimensão elevada e fíler)


2-18

Outra forma de aplicação das partículas de dimensões mais elevadas é como enchimento em novos

produtos plásticos com funções de isolamento térmico. Um exemplo desta aplicação é em painéis de

espuma de poliuretano [32].

Embora não seja ainda explorada comercialmente, a aplicação de resíduos de GRP (“Glass

Reinforced Polymer”) reciclado mecanicamente em madeira plástica foi já bem sucedida [35]. A

adição destes resíduos em combinação com serradura a madeira plástica (fabricada por autoclave)

aumentou significativamente a tensão de rotura à tracção do material, apesar de se ter verificado um

decréscimo da resistência ao impacto. Os resíduos de GRP têm o maior efeito no aumento da

resistência à tracção. No entanto, verificou-se que a serradura não produz qualquer efeito na

resistência ao impacto. A utilização dos dois materiais em conjunto permite obter melhor

comportamento do que a utilização de cada um deles isoladamente. O reaproveitamento de resíduos

de materiais FRP em madeira plástica pode ser uma solução de elevado carácter sustentável,

associado não só à reutilização de resíduos, mas também por contribuir para a diminuição do

consumo de madeira natural.

Algumas investigações comprovam que a incorporação de resíduos de GRP em misturas

betuminosas para aplicação em pavimentos de estradas não produz efeitos adversos significativos no

material, desde que a taxa de incorporação seja reduzida (cerca de 1% do peso total da mistura) [36].

Uma vez que a construção de estradas consome grandes quantidades de materiais naturais, esta é

uma área de aplicação com potencial para proporcionar uma solução sustentável aos resíduos

reciclados de materiais FRP.

O cimento é outro produto onde podem ser incorporados materiais FRP reciclados. A produção deste

material aproveitando as fibras de vidro recicladas e o fíler em substituição de argila e de fíler calcário

é uma aplicação exequível. A resina separada do compósito por intermédio dos processos de

reciclagem térmicos pode ainda ser utilizada como combustível para a produção das elevadas

quantidades de energia envolvidas neste processo em que as temperaturas têm de alcançar os

2000 ºC [19].

Capítulo 3. Utilização de agregados reciclados de materiais FRP no fabrico de betões

3-1

3. Utilização de agregados reciclados de FRP no

fabrico de betões

3.1. Introdução

Como referido no capítulo anterior, a indústria do betão já tem contribuído para a reutilização de

resíduos, como sejam as cinzas volantes, a escória de alto-forno, os plásticos, o próprio betão e os

materiais cerâmicos.

Embora se encontrem alguns projectos cujo objectivo é a reutilização de agregados reciclados de

plásticos reforçados com fibra no betão, esta é ainda uma matéria pouco investigada.

O presente capítulo pretende inicialmente apresentar, de uma forma muito resumida, algumas

investigações onde foram utilizados resíduos de proveniências diversas em betão, apresentando

depois a bibliografia centrada na utilização de resíduos de FRP para a mesma finalidade e, por fim,

realizar um estado da arte sobre as possibilidades de reciclar/triturar esses elementos residuais com

vista a tirar conclusões sobre a melhor forma de obter os agregados a utilizar no presente estudo.

3.2. Estado da arte sobre a utilização de agregados reciclados no fabrico de

betões

Uma vez que se apresenta como uma solução que promove de forma expressiva a sustentabilidade,

a incorporação de agregados reciclados no betão e em outros produtos cimentícios tem sido alvo de

várias investigações [37].

A reciclagem e a reutilização dos resíduos de construção e demolição não fica alheia a esta solução

e, consequentemente, foram já realizadas diversas campanhas experimentais com o objectivo de

estudar o comportamento do betão com agregados reciclados de betão, plásticos, vidro e materiais

cerâmicos, entre outros. Refira-se que, habitualmente, a incorporação destes elementos residuais

não aumenta significativamente a performance do betão onde estão incorporados, pelo contrário, em

geral existe até uma diminuição [5]. No entanto, dependendo de vários factores como o tipo de

material substituído e a taxa de substituição, a diferença no comportamento do betão pode não

comprometer a utilização destes agregados em betão estrutural [5].

Ainda enquadradas na reutilização de materiais no betão, refiram-se as adições minerais resultantes

de subprodutos industriais como as cinzas volantes e a escória de alto-forno, que podem em


3-2

determinadas circunstâncias aumentar significativamente o desempenho do betão. Estes elementos

serão tratados de forma mais pormenorizada no capítulo 4.

Englobam-se nos agregados reciclados de RCD os agregados de betão, argamassas e os de

alvenaria (cerâmicos), uma vez que estes são os materiais que geram maior volume de RCD. Estes

agregados reciclados provaram já a viabilidade da sua utilização, quer na substituição de agregados

grossos4 como de agregados finos. Uma das diferenças fundamentais destes agregados para os

tradicionais surge na elevada porosidade. Uma vez que os agregados reciclados apresentam uma

maior absorção de água por comparação com os agregados tradicionais, é necessário aumentar a

quantidade de água de amassadura para manter constante os parâmetros relativos à trabalhabilidade

e, dessa forma, aumentar também a relação a/c efectiva [38]. O acréscimo neste parâmetro pode ter

consequências negativas nas propriedades do betão no estado endurecido. Uma forma de contornar

esta dificuldade é através da pré-saturação dos agregados, embora nem sempre essa solução se

apresente como mais vantajosa em relação à compensação de água de amassadura5 [38].

As diferenças no comportamento mecânico do betão com agregados reciclados de betão são, para

percentagens de substituição até 20%, praticamente inexistentes. Ferreira [38] obteve, para este valor

da taxa de substituição de agregados grossos, decréscimos na resistência à compressão e no

módulo de elasticidade de 0,3% e de 3,6%, respectivamente. Para uma taxa de substituição de 50%,

estes valores aumentaram para 10,4% e 5,9%, respectivamente.

Na mesma investigação [38], verificou-se um aumento dos valores da absorção por imersão, da

absorção por capilaridade e da retracção. Particularmente, para a absorção por imersão, obtiveram-

se acréscimos de 4,3%; 25,1% e 46,2% para taxas de substituição de 20%, 50% e 100%,

respectivamente. Estes resultados permitem ilustrar bem o efeito de aumento da porosidade do betão

consequente do aumento da absorção dos agregados.

A utilização de agregados cerâmicos pode apresentar-se como uma alternativa sustentável à

utilização de agregados convencionais em aplicações onde a resistência à compressão não é a

característica fundamental desejada, mas sim as resistências à tracção e à abrasão, como é o caso

de lajes de pavimento de betão [39]. Tal como para os agregados reciclados de betão, a elevada

absorção dos agregados cerâmicos terá consequências nas propriedades mecânicas e relacionadas

com a durabilidade do betão.

Brito et al. [39] realizaram amassaduras com taxa de substituição de agregados grossos

convencionais por agregados cerâmicos pré-saturados crescente em patamares de 1/3. Verificou-se

uma diminuição das resistências à tracção e à compressão com o aumento da taxa de substituição de

4 De acordo com a norma NP EN 12620 [41] a diferença entre agregados grossos e finos define-se pela dimensão do peneiro superior. Quando este parâmetro ultrapassa 4 mm, o agregado denomina-se de agregado grosso. 5 Ferreira [38] concluiu que a utilização de agregados reciclados pré-saturados conduzia a um desempenho inferior na maioria das propriedades do betão em comparação com a solução de compensação de água de amassadura.


3-3

agregados cerâmicos. No entanto, o decréscimo na resistência à tracção (9%, 16% e 26% para taxas

de substituição de 1/3, 2/3 e 1, respectivamente) foi bastante inferior ao decréscimo na resistência à

compressão (22%, 24% e 45% para as mesmas taxas de substituição). A perda de espessura por

abrasão diminuiu para as composições com incorporação de agregados cerâmicos tendo a

composição com substituição total de agregados grossos revelado uma diminuição de 26% para este

parâmetro. Esta disposição mostra um melhor desempenho do betão com agregados cerâmicos no

que se refere à resistência à abrasão. No que se refere à absorção por capilaridade e à absorção por

imersão das mesmas composições, verificou-se aumentos em ambas as propriedades com a

percentagem de incorporação de agregados cerâmicos. Esta disposição revela algumas limitações à

quantidade de agregados cerâmicos presente num betão com elevada exposição aos agentes

ambientais agressivos [40].

A utilização de plásticos já não se apresenta como uma solução tão vantajosa na medida em que as

propriedades do betão reduzem-se de forma mais significativa. Apesar da utilização de agregados

plásticos poder reduzir a massa volúmica do betão, em algumas campanhas experimentais

obtiveram-se reduções de 34% e 17% nas tensões de rotura à compressão e à tracção,

respectivamente. Estas reduções verificaram-se para taxas de 10% de substituição de agregados

convencionais por agregados reciclados de plásticos não reforçados [42].

Também já foram realizadas investigações com o objectivo de estudar os efeitos no comportamento

do betão, consequentes à incorporação de agregados reciclados de vidro. Taha e Nounu [43]

realizaram composições com 50% e 100% de substituição de areia por agregados de vidro reciclado

com dimensões até 5 mm. Neste estudo, foram verificadas reduções nas propriedades mecânicas

das amassaduras com incorporação dos agregados reciclados em relação à amassadura de

referência, embora esta tenha tomado valores muito reduzidos. Contudo, é de referir a ocorrência de

uma quebra no abaixamento6, uma vez que o parâmetro fixo foi a relação água/cimento. Desta forma,

é possível afirmar que o betão com incorporação de agregados finos (dimensões da ordem da areia)

reciclados de vidro tem um pior comportamento. Os autores sugerem que esta diminuição das

propriedades mecânicas esteja relacionada principalmente com a superfície lisa e plana das

partículas de vidro que vai enfraquecer a ligação entre estas e a pasta de cimento. Além disso, a

existência de fendas nestas partículas tendem a torná-las mais quebradiças que as partículas

naturais, constituindo pontos preferenciais de rotura.

3.3. Betões produzidos com agregados reciclados de materiais FRP

A utilização de resíduos reciclados de materiais FRP como agregados para betão é uma alternativa

ainda pouco investigada, embora possa ser uma solução de elevado carácter sustentável.

6 O abaixamento tomou os valores de 120 mm, 95 mm e 80 mm para as composições com taxas de substituição de areia de 0%, 50% e 100%, respectivamente.


3-4

Englobada na perspectiva da sustentabilidade, a utilização destes resíduos como agregados grossos,

será possivelmente a opção mais atractiva, uma vez que o agregado grosso é aquele que

tradicionalmente ocupa maior volume no betão. Contudo, esta alternativa pode suscitar algumas

reservas. Em primeiro lugar, nem todos os equipamentos de reciclagem mecânica permitem obter

bons resultados com os materiais FRP, o que se traduz numa dificuldade acrescida no que se refere

à sua trituração. Este aspecto será abordado no subcapítulo seguinte. Por outro lado, estas

possibilidades de britagem, aliadas à própria natureza fibrosa do material podem não permitir a

obtenção de agregados grossos de qualidade. Ou seja, uma vez que os materiais FRP são

compostos por fibras, as partículas granuladas destes materiais apresentam geralmente uma forma

alongada, que pode não ser adequada à utilização como agregado, uma vez que poderá conferir ao

betão um comportamento anisotrópico.

Keiji et al. [44] realizaram uma investigação com o objectivo de estudar composições com

incorporação de agregados reciclados de CFRP. Para tal, separaram as partículas deste material em

três parcelas distintas quanto à dimensão: tamanho S (partículas com comprimento e largura médios

de 3,4 mm e 0,4 mm); tamanho M (partículas com comprimento e largura médios de 9,9 mm e 2,2

mm); e tamanho L (partículas com comprimento e largura médios de 21 mm e 7,7 mm). As figuras 3-1

a 3-3 ilustram estes elementos.

Foram realizadas quatro amassaduras para cada uma das parcelas descritas, introduzindo o CFRP

como agregado grosso e mantendo constante a relação a/c. As composições foram calculadas para

relações CFRP/cimento (em massa) de 0; 0,05; 0,075 e 0,1. À composição com maior quantidade de

material reciclado introduzido, correspondeu um volume de 26 litros de CFRP por metro cúbico de

betão.

Analisando os resultados relativos aos ensaios do betão no estado fresco, refira-se que se verificou

uma diminuição do abaixamento, com o aumento da quantidade de CFRP introduzido,

independentemente da fracção granulométrica. Esta disposição aponta para um pior comportamento

do betão com introdução de resíduos, uma vez que para se obter um betão com propriedades

semelhantes no que se refere à trabalhabilidade seria necessário aumentar a água de amassadura e,

consequentemente, a relação a/c.

Figura 3-1: Agregados reciclados de CRFP: tamanho S [44]

Figura 3-2: Agregados reciclados de CRFP: tamanho M [44]

Figura 3-3: Agregados reciclados de CRFP: tamanho L [44]


3-5

As figuras 3-4 e 3-5 apresentam, respectivamente, a resistência à compressão e a resistência à

tracção em função da relação percentual CFRP/cimento das diversas composições, que se

enquadram entre as propriedades do betão avaliadas nesta investigação. Refira-se que as notações

“Grande” e “Pequeno” dizem respeito ao tamanho7 dos provetes utilizados, de acordo com a

documentação normativa japonesa utilizada.

Figura 3-4: Resistência à compressão do betão com agregados reciclados de CFRP (adaptado de [44])

Figura 3-5: Resistência à tracção do betão com agregados

reciclados de CFRP (adaptado de [44])

É possível notar que os valores das tensões de rotura à compressão e à tracção parecem diminuir

com o aumento das dimensões dos resíduos incorporados, isto é, as composições com resíduos de

tamanho S são aquelas que apresentam melhor comportamento mecânico e as composições com

resíduos de tamanho L aquelas que apresentam pior comportamento. Refira-se no entanto que há

muita variação nas tendências encontradas. A impossibilidade de identificar tendências concretas no

comportamento do betão com incorporação de agregados reciclados de CFRP, pode dar a entender

que a utilização destes elementos, particularmente devido à sua forma alongada, pode conferir ao

betão um comportamento anisotrópico. Ou seja, o material pode não apresentar o mesmo

comportamento em todas as direcções. Este facto pode constituir a maior dificuldade na utilização

dos materiais FRP como agregados grossos.

Enquadrado no âmbito da incorporação de materiais FRP no betão, a alternativa à utilização dos

materiais FRP como agregados grossos surge na sua aplicação como elementos finos e ultrafinos8.

Kojima e Furukawa [45] estudaram já o comportamento de argamassas com incorporação de

partículas ultrafinas de FRP. As poeiras foram obtidas através da trituração de peças residuais de

CFRP e tinham uma dimensão média de 15 µm. Infelizmente, não foi realizada uma comparação com

uma argamassa sem incorporação de materiais FRP. Os parâmetros testados foram a influência de

um pré-aquecimento a elevadas temperaturas e da incorporação de alguns tipos de adições nas

7 Os provetes cilíndricos para o ensaio da resistência à compressão grandes e pequenos apresentam dimensões de Ø100×200 mm3 e Ø50×100 mm3, respectivamente. Os provetes prismáticos para o ensaio da resistência à tracção grandes e pequenos apresentam dimensões de 100×100×400 mm3 e 40×40×160 mm3, respectivamente. 8 Denominam-se agregados finos ou ultrafinos, consoante a sua máxima dimensão seja inferior a 4 mm ou 63 µm, respectivamente [41].


3-6

propriedades mecânicas e físicas da argamassa com FRP (cinzas volantes, asbestos, vinylon, fibras

de polipropileno e fibras de carbono).

Verificou-se que as fibras de asbestos foram aquelas cuja incorporação conferiu um melhor

comportamento à argamassa. Observou-se também que, nas argamassas sujeitas a um pré-

aquecimento a elevadas temperaturas9, as resistências à compressão e à tracção obtidas foram

respectivamente 2,5 e 3,5 vezes superiores, em comparação com as argamassas não sujeitas a este

procedimento. Os autores sugerem assim, uma modificação estrutural das partículas de FRP quando

sujeitas a temperaturas elevadas, cujo resultado é a melhoria das propriedades mecânicas das

argamassas.

3.4. Processos de trituração de peças residuais de materiais FRP

As propriedades que tornam os materiais FRP tão atractivos para variadas aplicações traduzem-se

numa dificuldade quando se pensa na sua reciclagem mecânica, isto é, existem poucas formas

eficazes de os triturar.

Apesar desse obstáculo, a reciclagem mecânica é um dos métodos mais investigados e é o único

explorado comercialmente para a reciclagem de compósitos poliméricos. As empresas dedicadas a

este processo são na sua maioria constituídas por fabricantes e fornecedores de materiais FRP.

Destacam-se a título de exemplo as empresas ERCOM (alemã), a francesa Mecelec e a americana

R.J.Marshal. A primeira das organizações enunciadas foi a pioneira na reciclagem mecânica de

resíduos de materiais FRP mas, actualmente, já abandonou essa actividade devido à inviabilidade

económica da mesma [19].

A reciclagem mecânica envolve uma série de etapas que resultam numa redução progressiva das

dimensões dos resíduos. Pode-se, no entanto, realizar uma subdivisão deste método em duas

grandes fases, o corte e a trituração.

Inicialmente, de forma a reduzir as peças residuais de maiores dimensões (como por exemplo,

cascos de barcos) a fragmentos menores, estas são desmontadas e separadas de elementos de

outros materiais. São depois cortadas e serradas utilizando, tipicamente, um moinho de corte de

forma a obter partículas de dimensões da ordem de 50 a 100 mm. Esta etapa do processo torna-se

imprescindível porque, geralmente, o equipamento de britagem que vai ser utilizado para a trituração,

na fase seguinte, não comporta peças de grande dimensão [24].

Esta primeira fase é efectuada, muitas vezes, junto ao ponto de recolha dos resíduos, permitindo

assim que se transporte um maior volume para o novo local de aplicação. Este aspecto é

particularmente importante quando se trata de resíduos de elevada dimensão. No final desta fase é

9 Temperaturas da ordem de 200 ºC.


3-7

ainda possível a separação de eventuais peças de metal recorrendo às suas propriedades

magnéticas, diminuindo dessa forma o desgaste das lâminas ou elementos de corte do equipamento

utilizado na fase seguinte do processo da reciclagem mecânica [19,24].

A segunda fase surge quando se pretende reduzir o material a partículas ainda mais finas, para

dimensões que podem ir dos 10 mm aos 50 µm. Para se obter estes elementos finos emprega-se,

usualmente, um moinho de lâminas ou dentes [24]. O moinho de lâminas (também denominado

moinho de facas) actua no material através de corte, por intermédio de uma série de lâminas rotativas

(figura 3-6). Por sua vez, o moinho de dentes é composto por um rotor dotado de uma série de dentes

que actua de forma semelhante ao moinho de lâminas (figura 3-7). Estes tipos de equipamentos vêm

equipados com uma abertura ajustável, para que o material continue a ser britado até ter a dimensão

desejada.

A empresa americana SEAWOLF [46] produz, com o objectivo de triturar materiais FRP e de aplicar o

material reciclado em novos compósitos, um moinho de lâminas (figura 3-8). Esta é uma das poucas

empresas que comercializa equipamento especializado para a reciclagem mecânica de materiais

FRP.

Em 2004 foi patenteado um método de reciclar material FRP, precisamente com o intuito de o aplicar

como agregado em betões e asfaltos [47]. Os autores sugerem que o agregado reciclado de FRP, a

misturar com agregado tradicional deverá ter dimensões inferiores a 6,5 mm. Para reduzir os resíduos

de FRP de que dispunham (materiais que não cumpriam os requisitos mínimos para serem

comercializados, pontas de perfis e outras peças residuais) a dimensões desta ordem de grandeza,

foram experimentados diversos equipamentos. Estes eram, na maioria dos casos, equipamentos

industriais que actuavam através de serras e lâminas e tinham a função de triturar madeira mas,

segundo os autores, permitiram obter bons resultados com FRP.

Aproveitando a elevada reacção exotérmica das resinas quando incineradas, foi experimentada no

Japão, a utilização dessa energia na produção de cimento [48]. Para tal, aproveitaram-se os resíduos

FRP provenientes de barcos de lazer e de pesca que são uma fonte grande de geração de resíduos

neste país. Durante o processo, e sendo um requisito das cimenteiras para acolhimento dos produtos

Figura 3-6: Moinho de lâminas [49]

Figura 3-7: Moinho de dentes: rotor

Figura 3-8: Moinho de lâminas para trituração de FRP [46]


3-8

residuais, houve a necessidade de reduzir os resíduos a fragmentos de dimensões inferiores

a 20 mm. A trituração foi bem sucedida utilizando um britador de lâminas mono-axial [48].

Noutra investigação, cujo objectivo foi a aplicação do material triturado em misturas de macadame

betuminoso para aplicação em pavimentos de estradas, a trituração foi realizada com moinhos de

lâminas. Variando o diâmetro das lâminas foi possível controlar a forma das partículas obtidas. Por

outro lado, variando o diâmetro do peneiro dos granuladores, conseguiu-se escolher a dimensão do

material triturado [36].

Além dos trabalhos acima referidos, outras investigações revelam sucesso na utilização de

granuladores de lâminas ou dentes na trituração de peças residuais de materiais compósitos

poliméricos [19]. Ou seja, os equipamentos utilizados na trituração de elementos de materiais FRP

deverão actuar nestes, preferencialmente, por corte.

Assim, concluiu-se que para a campanha experimental do presente trabalho, a forma preferencial de

tentar obter os agregados grossos seria através de um granulador de lâminas ou dentes.

Capítulo 4. Betões produzidos com elementos ultrafinos

4-1

4. Betões produzidos com elementos ultrafinos

4.1. Introdução

A grande gama de dimensões existente para os agregados utilizados no fabrico de betões implica

que se realize uma classificação de acordo com a sua dimensão. Em geral, podem-se distinguir três

classes de agregados que, por ordem decrescente de dimensões, são as seguintes: o agregado

grosso, a areia ou agregado fino e os finos [41].

A norma NP EN 12620 [41] classifica os agregados de acordo com a dimensão em termos das

aberturas do peneiro inferior (d) e do peneiro superior (D). Esta designação admite a presença de

algumas partículas retidas no peneiro superior e algumas que passam no peneiro inferior. Um

agregado grosso é aquele em que D é superior ou igual a 4 mm e d é superior ou igual a 2 mm. O

agregado de dimensão D menor ou igual a 4 mm é denominado agregado fino. Por sua vez, são

chamados de finos todas as partículas que passam no peneiro de abertura 0,063 mm. Por fim, é

importante considerar a definição de fíler que, segundo esta norma, é o agregado cuja maior parte

passa no peneiro de 0,063 mm.

Dado o risco de se confundir a distinção entre agregado fino e finos, denominar-se-ão as partículas

de dimensão inferior a 0,063 mm por ultrafinos ou muito finos. Esta é uma designação corrente,

utilizada em alguma bibliografia e que previne alguns erros na nomenclatura [50]. O quadro 4-1

resume a nomenclatura utilizada no presente trabalho:

Quadro 4-1: Dimensões do agregado grosso, agregado fino, ultrafinos e fíler

Dimensões Nomenclatura de acordo com a NP EN 12620

[41] Nomenclatura utilizada

D ≥ 4 mm; d ≥ 2 mm Agregado grosso Agregado grosso D ≤ 4 mm Agregado fino Agregado fino ou areia

Passam no peneiro 63 µm Finos Muito finos ou ultrafinos Maioria das partículas < 63 µm Fíler Fíler

Na primeira parte da campanha experimental realizada no presente trabalho, foram testados vários

equipamentos com o objectivo de tentar obter agregados grossos a partir de peças residuais de

GFRP. Contudo, verificou-se que o material obtido nessas triturações era constituído por material

muito fino e por partículas fibrosas, ou seja, material inviável de ser aplicado como agregado

grosso10.

10 A utilização de partículas fibrosas, de forma alongada, como agregado poderia conferir um comportamento anisotrópico ao betão, ou seja, este não iria apresentar as mesmas propriedades em todas as direcções.


4-2

Uma vez excluída a hipótese de aplicar os resíduos como agregados grossos, decidiu-se estudar a

sua aplicação como elementos ultrafinos. Dessa forma, orientou-se o presente estudo para a

incorporação dos resíduos gerados no corte dos elementos de GFRP. Devido à grande quantidade de

ultrafinos gerada no processo de corte e às implicações que isso teria a nível da saúde dos

trabalhadores, as serras utilizadas para cortar este material estão equipadas com um aspirador que o

armazena em sacos. A presente solução aparece assim enquadrada no nível da reutilização da

pirâmide de gestão de resíduos, na medida em que estes não necessitam de nenhum tratamento

antes da sua aplicação.

O presente capítulo pretende realizar um estado da arte sobre a incorporação de partículas muito

finas em betões, com o objectivo de realizar um paralelismo entre esses materiais e o material FRP

utilizado na campanha experimental desenvolvida.

4.2. Adições

De acordo com a norma NP EN 206 [51], uma adição é um material inorgânico finamente dividido que

pode ser adicionado ao betão com a finalidade de melhorar certas propriedades ou para adquirir

propriedades especiais. Este documento divide as adições inorgânicas em dois grupos, de acordo

com as suas capacidades pozolânicas: as adições quase inertes (tipo I) e as adições pozolânicas ou

hidráulicas latentes (tipo II).

As adições fíler enquadram-se no grupo das adições quase inertes e um exemplo comum deste tipo

de adições é o fíler calcário. Como exemplo das adições de tipo II podem enumerar-se as cinzas

volantes, a sílica de fumo, as escórias de alto-forno, o metacaulino e as cinzas de casca de arroz [52].

As adições de tipo I contribuem para as características do betão fundamentalmente a partir de

fenómenos de natureza física, sendo a finura, a forma e a massa específica decisivas no

comportamento do betão [53]. Pode-se dizer que, em geral, as adições de tipo II conjugam os

fenómenos de natureza física com fenómenos de natureza química. Estas adições contêm

constituintes que, às temperaturas ordinárias e em presença de água, se combinam com o hidróxido

de cálcio libertado na hidratação do cimento, originando compostos com propriedades

aglomerantes [54].

Uma vez que são partículas muito finas e não se esperando que possuam características

pozolânicas, os resíduos aplicados no presente estudo poderão ser tratados como uma adição de

tipo I, ou seja, um fíler.

As adições podem ser classificadas ainda como naturais ou subprodutos industriais. Como exemplo

de adição natural pode tomar-se as cinzas vulcânicas [56]. As adições mais correntes como as cinzas

volantes, a escória de alto-forno ou a cinza de casca de arroz, enquadram-se no grupo dos


4-3

subprodutos industriais [57]. Este tipo de adições pode ser definido como um produto secundário

gerado na produção de outros produtos, ou seja, um resíduo.

Por conjugarem as melhorias no desempenho do betão, com uma redução do consumo de materiais

naturais, uma diminuição do volume de resíduos cujo destino poderia passar por uma solução

desvantajosa em termos ambientais e ainda vantagens a nível económico, as adições de subprodutos

industriais são soluções de elevado carácter sustentável [52,57].

4.3. Influência da adição de partículas muito finas nas propriedades do betão

no estado fresco: trabalhabilidade e necessidade de água de amassadura

A trabalhabilidade de um betão está, naturalmente, associada à quantidade de água de amassadura

introduzida na mistura. Dessa forma, para se poder realizar uma comparação entre duas misturas

relativamente às suas características no estado fresco, um desses dois parâmetros tem de ser

mantido constante. O procedimento mais comum, que foi o utilizado na campanha experimental

realizada, é manter a trabalhabilidade constante sendo para isso necessário avaliar e eventualmente

variar a quantidade de água introduzida na mistura. No entanto, é de referir que há trabalhos em que

o parâmetro fixo foi a relação água/cimento.

Pode-se considerar ainda uma outra forma de comparar composições de betão, que é através da

avaliação da quantidade de plastificante necessário, mantendo-se a trabalhabilidade e a relação

água/cimento constantes [50].

A utilização de plastificantes é comum em investigações cujo objectivo é avaliar a influência da adição

de partículas muito finas. Alguns aspectos como o aumento de viscosidade e o aumento significativo

de água decorrente da introdução de partículas ultrafinas em taxas elevadas (por sua vez resultante

da elevada superfície específica) podem ser controlados com a utilização destes adjuvantes [50,54].

A água de amassadura é um elemento essencial, em primeiro lugar para se dar a hidratação do

cimento e, por outro lado, para garantir a molhagem do agregado, permitindo uma melhor ligação

entre este e o cimento. Esta última porção de água pode ser decomposta em duas parcelas: uma

dependente da porosidade do agregado (que se pode considerar constante) e outra proporcional à

área de superfície dos grãos de agregado, ou seja, da superfície específica [58].

A superfície específica pode ser definida como a área total de superfície por unidade de massa ou

volume sendo, no entanto, geralmente apresentada relativamente à massa. Este parâmetro é

inversamente proporcional à dimensão de um agregado e, dessa forma, quanto mais fina for uma

partícula, maior será a sua superfície específica.


4-4

Os agregados ultrafinos possuem uma superfície específica muito elevada e assim, uma

incorporação elevada destes elementos implica um aumento bastante significativo da quantidade de

água de amassadura necessária para a molhagem do agregado [58]. Este efeito foi já demonstrado

em diversas investigações [50,57,59].

Como apenas depende da dimensão e das características morfológicas das partículas, ou seja, como

é de origem física, este efeito é partilhado por ambos os tipos de adições, independentemente de

possuírem, ou não, propriedades pozolânicas.

Gallias et al. [59] realizaram uma investigação com o objectivo de estudar a influência de várias

características de adições do tipo II (com actividade pozolânica) na quantidade de água de

amassadura necessária para manter as mesmas condições de trabalhabilidade de composições de

referência. Foram testadas 14 tipos de adições com características diferentes na origem, mineralogia,

forma, granulometria e, consequentemente, na superfície específica. Nesse estudo, verificou-se que

para taxas de substituição de cimento de 100%, a quantidade de água necessária para manter a

mesma trabalhabilidade de uma composição de referência (com taxa de substituição de 0%) foi, para

os elementos com superfície específica superior ao cimento, tanto maior quanto maior a superfície

específica do elemento incorporado. Em particular, para o agregado fino com a maior superfície

específica (superfície específica BET11 de 40 m2/g), a relação água/ligante foi cerca de 5 vezes

superior. Do mesmo modo, para os elementos com superfície específica inferior à do cimento

verificou-se uma tendência decrescente de água de amassadura com a diminuição deste parâmetro.

A introdução de sílica de fumo, elemento com uma elevada superfície específica, também provoca

um aumento da quantidade de água de amassadura, embora essa disposição seja pouco marcante,

no caso da utilização de superplastificantes [54].

Considerando agora adições sem actividade pozolânica, comprova-se a mesma tendência. Quiroga e

Fowler [50] realizaram uma investigação com o objectivo de estudar a influência das propriedades

dos agregados no comportamento de betões e argamassas. Uma das características observadas foi

a quantidade de ultrafinos presente no agregado fino. Verificou-se que quando este parâmetro

aumentou mantendo a mesma quantidade de areia ou, por outras palavras, quando a taxa de

substituição de areia por partículas ultrafinas aumentou, a quantidade de superplastificante

necessário para manter a mesma trabalhabilidade e a mesma relação a/c, também aumentou. Esta

tendência verificou-se para tipos de partículas ultrafinas de diversas origens, entre as quais se

incluem calcária, granítica e basáltica.

Num estudo realizado com o intuito de observar a influência da quantidade de material ultrafino

presente na areia, Ahmed e El-Kourd [60] verificaram que, para manter os mesmos parâmetros de

trabalhabilidade, a quantidade de água de amassadura aumentou linearmente com a quantidade de 11 A superfície específica BET é calculada por intermédio de absorção de nitrogénio. Este valor é diferente do valor da superfície específica de Blaine, obtido por intermédio de uma análise granulométrica a laser.


4-5

ultrafinos introduzida. Por outro lado, foram realizadas amassaduras mantendo constante a relação

a/c e verificou-se que o abaixamento tomava uma tendência decrescente, também praticamente

linear, quanto maior fosse a quantidade de partículas de dimensão inferior a 63 µm incorporada.

Estas tendências foram válidas para taxas de substituição (em massa) que variaram desde 3% a 15%

e para partículas ultrafinas provenientes de areia natural e de areia britada de origem calcária. Refira-

se ainda que, embora em ambos os casos a trabalhabilidade tenha diminuído com a introdução de

ultrafinos, esta tendência foi mais importante para as partículas provenientes de areia natural. Esta

investigação é um exemplo marcante de como a superfície específica dos ultrafinos pode influenciar

as características do betão no estado fresco.

Apesar de a elevada superfície específica ter um efeito significativo na redução da trabalhabilidade

existem outros parâmetros que devem ser considerados. De facto, a forma e a textura das partículas,

a proporção dos componentes na mistura e a quantidade de adição introduzida podem anular ou até

inverter a tendência crescente de água de amassadura necessária para manter uma trabalhabilidade

constante.

A reduzida dimensão das partículas pode ter efeitos benéficos, na medida em que existe um

preenchimento dos vazios na mistura, reduzindo a água de amassadura necessária para a mesma

trabalhabilidade [50].

Foi já comprovado em algumas investigações [59] que a forma e a textura têm um efeito significativo

na trabalhabilidade. Partículas de forma irregular têm uma necessidade de água de amassadura

muito elevada, sendo este efeito por vezes predominante em relação ao tamanho ou à superfície

específica.

A aplicação de agregados irregulares conduz a um ângulo de atrito interno do betão elevado, o que

implica uma diminuição de trabalhabilidade ou um aumento de água de amassadura [54]. Este efeito

já se verifica para os agregados finos em que partículas muito irregulares conduzem a grandes vazios

e aumentam a quantidade de água de amassadura [50]. Por sua vez, partículas arredondadas podem

promover um deslizamento entre os componentes na mistura, o que terá um efeito benéfico nas

propriedades no estado fresco [54].

Numa investigação cujo objectivo foi o de estudar a influência das partículas ultrafinas provenientes

de fibras de vidro de tipo E, verificou-se uma redução de cerca de 100 mm no abaixamento, entre as

composições de referência e aquela com substituição de 10% de massa de agregado fino por

resíduos da natureza referida [61]. Os autores sugerem que esta redução tão elevada se deve à

forma cilíndrica das partículas ultrafinas (figura 4-1) que contribui negativamente para a

trabalhabilidade.


4-6

Figura 4-1: Forma cilíndrica das partículas ultrafinas de fibras de vidro (adaptado de [61])

Por outro lado, Hudson [62] concluiu que as partículas menores que 150 µm, se tiverem uma forma

arredondada, podem actuar como lubrificante na pasta de cimento, aumentando a trabalhabilidade e

permitindo dessa forma uma redução da relação a/c.

À modificação na porosidade inicial da matriz e ao efeito benéfico da forma e da textura das

partículas ultrafinas, com consequências na relação a/c, dá-se o nome de “efeito de fíler” [63].

Em alguns tipos de adições verifica-se então que, para taxas de incorporação reduzidas, a introdução

de partículas muito finas induz uma melhoria na trabalhabilidade, piorando este efeito para taxas de

incorporação elevadas. Desta forma, pode dizer-se que para certos tipos de adições existe um efeito

de optimização, ou seja, um valor óptimo de taxa de incorporação que permite reduzir ao máximo a

relação a/c.

Almeida [57], substituindo areia por resíduos ultrafinos provenientes do tratamento de rochas

ornamentais em composições com cimento branco, obteve a curva apresentada na figura 4-2, que

traduz a relação a/c em função da quantidade de resíduos introduzida.

Figura 4-2: Exemplo da optimização da relação a/c, em composições com incorporação de partículas muito finas (adaptado de [57])

0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

0,55

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Re

laçã

o a

/c

% Substituição


4-7

Como se pode observar na figura 4-2, ocorreu uma redução na relação a/c até à taxa de substituição

de 10% (os valores da relação a/c para a composição de referência e para a composição com taxa de

substituição de 10% foram de 0,36 e 0,32, respectivamente). A partir do teor correspondente a 15%

de partículas muito finas, a água necessária para manter a trabalhabilidade aumentou de forma

significativa. Esta investigação é um exemplo notável do efeito de optimização da relação a/c com a

incorporação de partículas ultrafinas. Torna-se possível então referir que estes resíduos possuíam

dimensão, forma e textura adequadas à melhoria da trabalhabilidade, prevalecendo este efeito até à

taxa de substituição de areia de 10%. A partir deste valor, o efeito da elevada superfície específica

dos resíduos (a superfície específica de Blaine dos resíduos de tratamento de rochas ornamentais

aplicados tomou o valor de 7128 cm2/g) começa a ser predominante, verificando-se assim, um

aumento da água de amassadura.

Em estudos realizados combinando diversos tipos de elementos finos com actividade pozolânica em

substituição de cimento [59], foi possível diminuir significativamente a relação a/c (de cerca de 0,7

para 0,5) através da incorporação destes elementos.

O valor óptimo da taxa de incorporação depende, naturalmente, das características das partículas

ultrafinas. No entanto, para a maioria dos investigadores é consensual que a partir de uma taxa de

substituição de 20% de agregados finos por ultrafinos, a quantidade de água de amassadura começa

a aumentar, em virtude do aumento da superfície específica total dos agregados.

É importante salientar que o fenómeno da optimização da relação a/c ou, por outras palavras, de

melhoria das características relacionadas com a trabalhabilidade, não se verifica para todos os tipos

de fíleres, havendo casos onde estes parâmetros pioram, independentemente da taxa de

incorporação.

No estudo já referido realizado por Quiroga e Fowler [50] para qualificar os efeitos das propriedades

dos agregados nas propriedades de betões e argamassas, verificou-se um aumento da quantidade

de superplastificante necessária para manter os mesmos parâmetros de trabalhabilidade. Verificou-se

esta tendência mesmo para teores de incorporação reduzidos12 e para vários tipos de ultrafinos, não

se verificando nenhuma redução na relação a/c. Contudo, a taxa de aumento de superplastificante foi

baixa para teores de ultrafinos reduzidos, aumentando para teores elevados. Acima de 15% de

ultrafinos, a taxa de aumento do superplastificante tomou valores muito elevados. Deve-se referir

ainda que os tipos de ultrafinos utilizados neste estudo (de origens calcária, granítica e basáltica)

conduziram a aumentos na taxa de superplastificante necessária que não variaram directamente com

a superfície específica. Ou seja, as partículas ultrafinas de calcário, que eram as de menores

dimensões e apresentavam superfície específica mais elevada (superfície específica de Blaine de

3560 cm2/g), foram sempre aquelas que apresentaram menor quantidade de superplastificante

12 Para avaliar a influência da quantidade de partículas ultrafinas introduzidas nas propriedades do betão, foram realizadas composições com 5%, 10% e 15% de ultrafinos, em substituição de areia.


4-8

necessária para manter a trabalhabilidade. Para uma taxa de substituição de areia de 15%, os

ultrafinos de granito (superfície específica de Blaine de 1610 cm2/g) precisaram de mais 25% de

superplastificante que os de calcário. Sugere-se assim uma influência muito forte não só da

dimensão, mas também das características morfológicas e da textura das partículas.

Ainda enquadrado no comportamento do betão no estado fresco refira-se que, habitualmente, a

introdução de partículas muito finas provoca um aumento da viscosidade da mistura, consequência

da oposição ao movimento ascendente da água e descendente das partículas mais grossas. Este

efeito pode ter resultados positivos na medida em que ocorre uma diminuição dos fenómenos de

segregação e exsudação [58].

4.4. Influência da adição de partículas muito finas nas propriedades do betão

no estado endurecido

As consequências da introdução de partículas ultrafinas nas propriedades do betão no estado

endurecido resultam da conjugação de diversos efeitos. Esses efeitos podem ser predominantemente

de ordem física ou uma associação de efeitos de ordem física e química, consoante a adição seja de

tipo I (fíleres) ou de tipo II (com actividade pozolânica), respectivamente.

Na secção anterior, referiu-se que os efeitos de ordem física são os mais decisivos no

comportamento do betão no estado fresco e, uma vez que são partilhados por ambos os tipos de

adições, é possível retirar conclusões para o presente estudo (em que os resíduos aplicados se

comportam como um fíler), a partir de investigações cujos elementos introduzidos tenham ou não

actividade pozolânica.

No entanto, para o comportamento do betão no estado endurecido, importa separar o efeito

pozolânico, uma vez que não se espera que este ocorra. Assim, será principalmente sobre os efeitos

de ordem física que este subcapítulo se irá debruçar, apresentando-se essencialmente investigações

cujos ultrafinos estudados não possuem acção pozolânica.

Os principais efeitos físicos decorrentes da introdução de partículas ultrafinas são o efeito de fíler e o

efeito de aumento dos pontos de nucleação na mistura [63].

O primeiro dos efeitos referidos está relacionado com a alteração da porosidade inicial da matriz (com

consequências na relação a/c) e com um aumento da dispersão dos vários componentes da mistura,

particularmente das partículas de cimento, tendo implicações significativas no comportamento

mecânico do material [63].


4-9

O efeito de aumento dos pontos de nucleação está relacionado com a comunicação entre os poros no

material e a distribuição dos diâmetros e tamanhos dos mesmos [64]. Durante o processo de

hidratação, os canais capilares da pasta no estado fresco começam a ser preenchidos pelos produtos

de hidratação. Esse processo reduz rapidamente o volume e tamanho dos capilares, não implicando

necessariamente uma interrupção da sua continuidade [64]. As adições fíler causam, em alguns

casos, uma segmentação dos poros de dimensão superior, adensando a microestrutura da pasta e

promovendo o aumento de pontos de nucleação desde as primeiras idades, uma vez que as

partículas ultrafinas se apresentam de forma dispersa em toda a mistura. Como consequência há um

aumento da velocidade e da quantidade de produtos de hidratação formados e uma redução do

espaço existente para a deposição do hidróxido de cálcio resultante das reacções de hidratação

[65,66].

Numa investigação realizada por Grigoli e Helene [64] com o objectivo de estudar composições com

substituição de agregado fino por fíler de quartzo, obtiveram-se melhorias no comportamento

mecânico do betão bem como nas características relacionadas com a durabilidade. A relação a/c

manteve-se constante, não se retirando então quaisquer benefícios decorrentes da redução da água

de amassadura necessária para manter a trabalhabilidade13. Os autores sugerem que as melhorias

no estado endurecido se devem ao efeito de aumento dos pontos de nucleação e ao adensamento da

zona de transição. As figuras 4-3 e 4-4 ilustram estes processos.

Figura 4-3: Efeito de aumento dos pontos de nucleação – segmentação de um poro capilar, por partículas ultrafinas de quartzo (adaptado de [64])

Figura 4-4: Zona de transição com presença de partículas ultrafinas de quartzo (adaptado de [64])

A figura 4-3 apresenta a obstrução de um poro capilar por uma partícula ultrafina de quartzo,

observando-se assim, a segmentação dos poros de dimensões mais elevadas. A diminuição da

quantidade de poros e a interrupção da comunicação entre os mesmos implica uma diminuição do

espaço existente para a deposição dos produtos de hidratação havendo, consequentemente, uma

diminuição da porosidade. Por outro lado, a figura 4-4 ilustra o fortalecimento da zona de transição

pelas partículas ultrafinas, havendo assim, uma melhoria das ligações entre os vários

13 Verificou-se um aumento do abaixamento, com a introdução do fíler de quartzo, revelando desta forma, uma melhoria do comportamento do betão não só no estado fresco mas também no estado endurecido.


4-10

componentes [64]. Esta investigação é um exemplo bastante elucidativo dos benefícios do efeito de

aumento dos pontos de nucleação.

No entanto, é importante notar que existem outros potenciais efeitos negativos que devem ser

analisados, na medida em que podem ser predominantes e piorar o comportamento do betão no

estado endurecido.

Para taxas elevadas de incorporação de ultrafinos, relembre-se o aumento da água de amassadura

necessária para manter os mesmos parâmetros de trabalhabilidade, decorrente do incremento da

superfície específica. Este aumento na relação a/c tem consequências na estrutura porosa do betão,

que podem ser decisivas nas características resistentes e relacionadas com a durabilidade do

material.

Refira-se ainda que a composição mineralógica do agregado apesar de não ter tanta influência nas

características do betão no estado fresco, face a outras características dos agregados (como a

superfície específica, a forma e a distribuição granulométrica) será bastante determinante no

comportamento no estado endurecido.

As partículas argilosas podem exercer uma influência de tal modo adversa na ligação entre a pasta

cimentícia e o agregado que existem muitas especificações que impõem limites muito reduzidos à

quantidade de partículas ultrafinas presentes no agregado [50]. Contudo, dessa forma impede-se,

incorrectamente, todas as partículas muito finas de serem aplicadas no betão ou, pelo menos,

colocam-se obstáculos à sua utilização em taxas mais elevadas [50].

Os parágrafos seguintes apresentam as consequências destes efeitos nas propriedades mecânicas e

relacionadas com a durabilidade, como forma de caracterizar o impacto no comportamento do betão

no estado endurecido decorrente da incorporação de elementos ultrafinos.

4.4.1. Propriedades mecânicas

As propriedades mecânicas do betão dependem em larga medida da ligação entre os produtos de

hidratação e as partículas dos agregados, sendo para isso necessário garantir uma zona de transição

com baixo volume e dimensão de vazios.

O efeito do aumento dos pontos de nucleação pode estender-se, naturalmente, a essa zona. Ou seja,

existe um adensamento da zona de ligação, uma vez que é induzida a formação de quantidades

superiores de silicato de cálcio hidratado [64]. Além deste efeito, as adições podem contribuir para a

redução da porosidade desta zona se a sua granulometria comportar dimensões da sua ordem de

grandeza (10 a 50 µm) [56].


4-11

Grigoli e Helene [64] analisaram composições de betão com taxas de substituição de agregado fino

por fíler de quartzo da ordem de 20%14, e obtiveram incrementos na resistência à compressão de

cerca de 9%. Saliente-se ainda que, neste trabalho, foi mantida constante a relação a/c, tendo o

abaixamento aumentado para a composição com incorporação de adição, em relação à de referência.

Esta tendência pode traduzir-se por um melhor comportamento do betão com incorporação de fíler de

quartzo não só no estado endurecido mas também no estado fresco.

Existem outras investigações bem sucedidas com fíleres de natureza diferente do estudado por

Grigoli e Helene. O fíler calcário é um dos fíleres mais estudados e já provou poder ser utilizado até

uma taxa de 15% em substituição de areia, não afectando significativamente o desempenho

mecânico do betão (reduções de 6% na resistência à compressão) [58,67].

A substituição de cimento por fíler calcário foi também alvo de investigações e apresenta-se como

uma solução altamente sustentável, particularmente em composições com reduzida relação a/c, em

que parte do cimento não fica hidratado [65]. Em composições com relação a/c de 0,3, a substituição

de cimento até taxas da ordem de 15% provocou reduções na resistência à compressão aos 28 dias

inferiores a 12% [65].

Como exemplo da vantagem da incorporação de partículas ultrafinas, agora aproveitando-se o efeito

de fíler, é de referir a investigação realizada por Almeida [57], já apresentada no subcapítulo 4.3

(relativo aos efeitos no betão no estado fresco). Como se referiu, a substituição de areia por resíduos

do tratamento de rochas ornamentais em taxas de 5% e 10% permitiu uma redução da água de

amassadura. Como consequência, para a composição com teor de 5% de substituição, foram obtidos

incrementos de 7,3%, 14,3%, e 6,2% na resistência à compressão, resistência à tracção e módulo de

elasticidade, respectivamente. Refira-se no entanto que, apesar da composição com taxa de

substituição de 10% ter sido aquela que apresentou maior redução na relação a/c, as propriedades

mecânicas não foram superiores à composição com taxa de 5% de substituição. O autor sugere que

esta ocorrência pode dever-se ao facto de a relação a/c ter atingido valores muito reduzidos (0,32) e,

dessa forma, haver uma inibição dos fenómenos de hidratação e uma redução do espaço para a

acomodação dos produtos de hidratação.

Embora em muitas investigações se verifiquem melhorias nas propriedades mecânicas, decorrentes

da incorporação de partículas fíler, este efeito não pode ser generalizado às partículas de todas as

naturezas. Relativamente a este aspecto, o desempenho deve ser analisado tendo em conta não só

os resultados obtidos no estado endurecido como também os resultados no estado fresco. Isto é, se a

relação a/c não for aferida para manter a trabalhabilidade, pode haver melhorias no comportamento

mecânico, mas também grandes reduções na trabalhabilidade, não sendo possível dessa forma

afirmar que o betão melhorou o seu desempenho.

14 A taxa de substituição foi calculada em relação à massa de cimento, contudo a substituição foi efectuada no agregado fino.


4-12

Tome-se como exemplo a investigação onde foi substituída areia por resíduos ultrafinos provenientes

de fibras de vidro [61]. Apesar de as composições com incorporação destes resíduos terem registado

aumentos na resistência à compressão em relação à composição de referência, é preciso notar que

houve uma elevada redução no abaixamento (100 mm). Por outras palavras, mantendo o

abaixamento constante, através da calibração da água de amassadura, provavelmente os resultados

para a resistência à compressão não seriam tão favoráveis.

Num estudo cujo objectivo foi o de caracterizar o impacto no comportamento do betão do teor em

ultrafinos presente na areia, verificou-se um decréscimo das propriedades mecânicas quase linear

com o teor em ultrafinos [60]. Esta tendência verificou-se para partículas provenientes de areia

natural como para as provenientes de areia britada (de origem calcária), embora estas últimas

tenham apresentado resultados mais favoráveis. Em particular, para a resistência à compressão aos

28 dias das composições com incorporação de 5% de ultrafinos (substituição de areia em massa),

verificaram-se reduções de cerca de 11% e 6%, para as partículas provenientes de areia natural e de

areia britada de origem calcária, respectivamente. Refira-se que a trabalhabilidade foi mantida

constante e que o parâmetro variado foi a relação a/c, que tomou uma tendência crescente,

consequência da elevada superfície específica das partículas introduzidas.

Como se referiu anteriormente, as partículas de argila são um exemplo de material ultrafino que

provoca reduções significativas no desempenho do betão [58]. No entanto, estas partículas

apresentam dimensões inferiores a 1 µm, ou seja, razoavelmente inferiores às dos fíleres até aqui

apresentados. Esta gama de dimensões é também bastante inferior à do cimento. Por esta razão, as

partículas argilosas podem ser adsorvidas pela superfície dos grãos de cimento, formando-se uma

película que impede a cristalização regular e homogénea dos produtos de hidratação. Além deste

aspecto, se este material envolver também os agregados, constitui um impedimento à ligação

cimento-agregado. Estes aspectos podem, de acordo com Coutinho [58], ter repercussões muito

significativas nas tensões de rotura à compressão e à tracção do betão. A substituição de 2% da

quantidade total de agregados por partículas de argila diminui a resistência à compressão em cerca

de 28%. Quando a taxa de substituição ascende aos 6,5%, a tensão de rotura à compressão é

apenas cerca de 50% da tensão de rotura à compressão da composição de referência.

4.4.2. Propriedades relacionadas com a durabilidade

Os efeitos físicos referidos (efeito de fíler e efeito de aumento dos pontos de nucleação) permitem

obter uma melhoria dos aspectos relativos à durabilidade, uma vez que contribuem para um aumento

da qualidade da estrutura porosa do material. Como foi referido, esta contribuição dá-se não só pela

diminuição do volume de vazios presente no material, mas também pela redução da comunicação

entre os mesmos [64].


4-13

No estudo já referido de Grigoli e Helene [64], em que foram realizadas composições com taxas de

substituição de agregado fino por fíler de quartzo da ordem de 20% obtiveram-se reduções da ordem

de 10% na absorção por imersão (valores de 5,85% e 5,33% relativamente às composições de

referência e com substituição15 de areia por fíler de quartzo). Refira-se também que ocorreu uma

diminuição na absorção por capilaridade entre as duas composições referidas apesar de ter ocorrido

um aumento da altura de ascensão capilar. Este efeito dá-se devido à diminuição do diâmetro dos

poros capilares (maior pressão capilar). Relembre-se que neste estudo a relação a/c foi um

parâmetro mantido constante e que, dessa forma, o principal efeito físico a actuar é o efeito de

aumento dos pontos de nucleação.

Sob a perspectiva do efeito de fíler, refira-se que a substituição de 5% de areia por resíduos do

tratamento de rochas ornamentais [57], permitiu reduzir a absorção por imersão no vácuo de 4,3%

para 3,6% (composição de referência). Esta diminuição decorre fundamentalmente da diminuição da

água de amassadura necessária para manter a trabalhabilidade, ou seja, do efeito de fíler. Consegue-

se assim obter um betão com menor porosidade e, consequentemente, menos susceptível aos

fenómenos de degradação relacionados com a durabilidade.

Por outro lado, o aumento da água de amassadura (mantendo constante a trabalhabilidade)

decorrente da elevada superfície específica dos ultrafinos tem, naturalmente, consequências na

estrutura porosa do betão que pioram as absorções por imersão e por capilaridade. Este é um

aspecto praticamente constante em composições com taxas elevadas de incorporação de partículas

ultrafinas com superfície específica elevada.

Considerando agora a resistência ao desgaste, especialmente por abrasão, Coutinho [58] refere que

esta é a propriedade que sofre maiores reduções decorrentes da incorporação de partículas muito

finas.

Çolak [68] realizou um estudo com o objectivo de verificar os efeitos da incorporação de fíler calcário

e de óxido de crómio na resistência à abrasão do betão, tendo sido realizadas composições com

elevadas quantidades de fíler calcário. Entre as composições com percentagens de incorporação de

20% e 25% de fíler calcário (em relação ao peso total da mistura), verificou-se um aumento na perda

de espessura por abrasão de quase 28%, relativamente à composição de referência.

15 Taxa de substituição de 20%, calculada em relação à massa de cimento.


4-14

Capítulo 5. Campanha experimental

5-1

5. Campanha experimental

5.1. Introdução

Numa primeira etapa da campanha experimental estudou-se, a partir das conclusões retiradas na

análise do estado da arte relativo a esta matéria (subcapítulo 3.3.4.), a hipótese de triturar peças

residuais de GFRP e aplicá-las como substituição de agregado grosso. Verificando-se, a partir das

experiências realizadas nos equipamentos disponíveis, não ser viável a aplicação do material desta

forma, orientou-se a campanha experimental para a aplicação dos resíduos como elementos muito

finos (dimensão da ordem de grandeza do cimento).

O presente capítulo começa por apresentar as experiências realizadas com vista à obtenção de

agregados grossos e a forma de recolha dos resíduos aplicados. Caracterizam-se todos os materiais

aplicados no betão, nomeadamente os resíduos, os agregados, o cimento, a água e o adjuvante

utilizado.

Relativamente à produção do betão, são apresentadas as composições realizadas, explicando-se a

escolha do material a substituir pelos resíduos, bem como dos patamares de substituição.

Expõe-se o programa de ensaios estabelecido para caracterizar o betão no estado fresco e o seu

comportamento mecânico e em termos de durabilidade relativamente ao estado endurecido.

Por fim, são apresentados os procedimentos experimentais adoptados e o respectivo controlo de

parâmetros.

5.2. Agregados reciclados de GFRP

5.2.1. Experiências desenvolvidas com vista à obtenção de agregados grossos

A partir dos trabalhos conduzidos por outros investigadores (apresentados no capítulo 3), foi possível

concluir que a melhor forma de triturar as peças residuais de GFRP seria a partir de um granulador de

dentes ou lâminas ou de um que agisse de uma forma semelhante, ou seja, que actuasse não por

impacto ou compressão, mas sim por corte.

Desta forma, as tentativas de trituração dos resíduos provenientes da empresa STEP (Sociedade

Técnica de Estruturas Pultrudidas) foram executadas recorrendo a dois moinhos de dentes. Estes

moinhos são constituídos por rotores com lâminas de carboneto de tungsténio, sendo possível


5-2

encaixar um peneiro, com aberturas de dimensão igual à desejada para as partículas, controlando-se

assim, a granulometria do material triturado.

Foram testados dois fragmentadores, um da marca ERWICH, modelo EWZ 200, que pertence ao

departamento de Materiais do Instituto Superior Técnico (figuras 5-1 e 5-2), e um RETSCH, modelo

SM 2000, que pertence ao Instituto Nacional de Engenharia, Tecnologia e Inovação (figura 5-3). A

principal diferença entre ambos é que, no segundo caso, o rotor de lâminas é em forma de hélice

(figura 5-4).

Numa primeira fase, no granulador ERWICH, experimentou-se a trituração de peças resultantes do

corte de um perfil pultrudido de GFRP com uma secção transversal em L e constituído por laminados

com 10 mm de espessura. As figuras 5-5 e 5-6 mostram os elementos restantes deste perfil, após a

experiência.

O material resultante desta britagem, tal como se pode verificar na figura 5-7, era constituído por

partículas muito finas e por uma percentagem elevada de partículas fibrosas (longas e de espessura

muito reduzida). Estas partículas não seriam adequadas como agregado, pois poderiam conferir ao

betão resistências muito díspares conforme a direcção (acentuadas propriedades direccionais). De

facto, considere-se o exemplo referido no capítulo 3 relativo a uma investigação cujo objectivo foi

Figura 5-1: Granulador ERWICH Figura 5-2: Granulador ERWICH

Figura 5-3: Granulador RETSCH Figura 5-4: Granulador RETSCH


5-3

estudar a possibilidade da incorporação de resíduos de CFRP, constituídos por partículas com estas

características [44]. Mesmo incorporando reduzidas quantidades de resíduos (desde 0 até 0,026

m3/m3 de betão), houve alguma discrepância nas tendências encontradas.

As partículas descritas são uma consequência da elevada resistência ao corte oferecida pela fibra de

vidro. Decidiu-se então, tentar triturar uma peça com menor percentagem de fibra, um gradil (figura

5-8). O gradil é uma peça utilizada em pavimentos, plataformas e passadiços. É moldada e apresenta

uma percentagem de fibra bastante inferior (percentagens de fibra de cerca de 30% para o gradil e

65% para perfis pultrudidos). É uma das maiores fontes de geração de resíduos na STEP, pois é

cada vez mais corrente a sua utilização.

A trituração desta peça permitiu obter algumas partículas adequadas para utilização como agregado,

isto é, menos achatadas, contudo, de uma forma geral, o resultado foi semelhante ao obtido para os

resíduos dos perfis (figura 5-10).

Figura 5-8: Gradil Figura 5-9: Gradil, após trituração Figura 5-10: Material triturado, proveniente do gradil

Figura 5-5: Elementos do perfil em L Figura 5-6: Elementos do perfil em L Figura 5-7: Material triturado, proveniente do perfil


5-4

Por fim, foi experimentado o granulador RETSCH que, como foi anteriormente referido tem um rotor

em forma de hélice. Os resultados foram semelhantes aos obtidos na primeira tentativa, tendo este

equipamento ainda a desvantagem de obrigar ao corte prévio do material em partículas de reduzida

dimensão, de forma a ser possível a sua inserção na máquina.

5.2.2. Processo de obtenção dos agregados aplicados

Uma vez que as tentativas de obter agregado grosso a partir dos resíduos de GFRP se mostraram

infrutíferas, decidiu-se orientar o presente estudo para outro tipo de resíduos deste material, as

poeiras resultantes do corte destes elementos.

Estas poeiras, por apresentarem dimensões muito reduzidas, podem provocar diversos problemas de

saúde nos trabalhadores a elas expostas. Além da dimensão, a elevada percentagem de sílica

presente nestes resíduos, tornam-nos particularmente nocivos. A norma NP 1796 [69], que define os

níveis admissíveis de concentração para substâncias nocivas existentes no ar dos locais de trabalho,

é especialmente rígida no que diz respeito à concentração de partículas de sílica no ar. A forma mais

segura de lidar com estes elementos provenientes do corte é a utilização de equipamentos de

extracção das poeiras.

Na STEP, cada serra de corte deste material tem incorporado um extractor (figura 5-11) que aspira as

poeiras e as armazena em sacos específicos para esse efeito (figura 5-12).

A aplicação destes resíduos não implica realizar qualquer intervenção nos mesmos, sendo apenas

necessário recolhê-los dos sacos onde se encontram armazenados. Não sendo necessário qualquer

processamento dos resíduos para a sua aplicação, a solução em estudo enquadra-se no segundo

nível da pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos, ou seja, a reutilização.

Figura 5-11: Serra com extractor de poeiras

Figura 5-12: Sacos de armazenamento da poeira resultante do corte de elementos de GFRP


5-5

5.3. Caracterização dos Resíduos provenientes do corte de GFRP

Os resíduos provenientes do corte de GFRP (figura 5-13) foram caracterizados em termos da sua

massa volúmica, tendo sido também realizadas uma análise granulométrica e uma análise química.

Massa volúmica

A massa volúmica foi determinada nos laboratórios da empresa Secil, segundo o procedimento

utilizado para a determinação da massa volúmica do cimento. Este procedimento consiste na

introdução de uma massa determinada de material num balão volumétrico parcialmente preenchido

com gasolina (figura 5-14). O quociente entre a massa colocada no balão e a diferença de volumes

(medida no balão, calibrado para o efeito) permite retirar a massa volúmica do material, cujo valor

obtido foi 1,84 g/cm3.

Análise granulométrica

A análise granulométrica dos resíduos foi realizada igualmente nos laboratórios da Secil, por

difracção a laser, num equipamento da marca Malvern Instruments, modelo Easy Particle Sizer M6.10

(figura 5-15). Os resultados obtidos são apresentados no quadro 5-1. Este equipamento permitiu

ainda determinar a área de superfície específica de Blaine dos resíduos, que tomou o valor de

5307 cm2/g.

Figura 5-14: Massa volúmica

dos resíduos

Figura 5-15: Equipamento para

determinação da análise granulométrica por difracção a laser

Observando o quadro 5-1, é possível classificar os resíduos como uma adição fíler que, segundo a

norma NP EN 12620 [41], é o agregado cuja maior parte passa no peneiro de 0,063 mm (96,6% do

material tem dimensões inferiores a este valor).

A curva granulométrica dos resíduos é apresentada na figura 5-16 em conjunto com a curva do

cimento utilizado.

Figura 5-13: Resíduos provenientes do corte de GFRP


5-6

As partículas dos resíduos de GFRP e do cimento utilizado apresentam dimensões da mesma ordem

de grandeza, conforme se pode constatar pela observação das respectivas curvas granulométricas.

Quadro 5-1: Caracterização granulométrica dos resíduos provenientes do corte de GFRP

Dimensão (μm) % de partículas de

dimensão inferior

Dimensão (μm)

% de partículas de

dimensão inferior

188 100 8 43

160 99,8 6,3 34

125 99,2 5 25,4

100 98,4 4 17,4

80 97,8 3,2 11,1

63 96,6 2,5 6,5

50 94,8 2 3,8

40 92,3 1,6 2

31,5 88,3 1,3 0,9

25 82,6 1,1 0,4

20 75,5 1 0,2

16 67,6 0,9 0,1

12 57,6 0,8 0

10 51,2 0,7 0

Figura 5-16: Curvas granulométricas do cimento e resíduos

630

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 10 100 1000

Mat

eri

al d

e d

ime

nsã

o in

feri

or

(%)

Dimensão da partícula (μm)

Resíduos

Cimento CEM II/B-L 32,5N


5-7

Análise química

A composição química dos resíduos foi realizada segundo procedimentos internos da empresa Secil,

tendo sido obtidos os resultados apresentados no quadro 5-2. Seguindo os procedimentos habituais

em análises químicas, as percentagens em peso dos elementos químicos constituintes do material

estudado são expressas como percentagens de óxidos.

Quadro 5-2: Análise química dos resíduos provenientes do corte de GFRP

Designação

Proporção de

existência

(%)

Designação

Proporção de

existência

(%)

Perda ao fogo P.F. 42,960 Crómio Cr 0,019

Óxido de Sódio Na2O 0,538 Óxido de Ferro Fe2O3 0,347

Óxido de Magnésio MgO 0,563 Zinco Zn 0,021

Óxido de Alumínio Al2O3 18,733 Arsénio As 0,023

Óxido de Silício SiO2 23,665 Bromo Br 0,178

Óxido de Fósforo P2O5 0,118 Estrôncio Sr 0,081

Sulfatos SO3 0,056 Zircónio Zr 0,008

Cloretos Cl- 0,041 Antimónio Sb 0,048

Óxido de Potássio K2O 0,119 Bário Ba 0,028

Óxido de Cálcio CaO 11,780 Chumbo Pb 0,042

Óxido de titânio TiO2 0,620 Óxido de Manganésio MnO 0,012

O elevado teor de óxido de silício é um valor que seria expectável, sendo estes resíduos provenientes

de um material onde estão envolvidas fibras de vidro. Este valor pode, no entanto, ser prejudicial ao

betão no que se refere às reacções expansivas entre a sílica nos agregados e os álcalis da mistura.

De facto, a especificação LNEC E461 [70] classifica uma mistura de agregados como potencialmente

reactiva ou não reactiva a partir do teor de SiO2. Se este valor for inferior a 2%, o agregado é de

classe I, ou seja, não reactivo16, caso contrário, dever-se-á realizar um ensaio acelerado em barra de

argamassa (de acordo com os documentos normativos ASTM C 1260-1 ou RILEM AAR-2). Se a

expansão aos 14 dias na barra de argamassa for inferior a 0,1%, o agregado é de classe I. Se este

valor estiver compreendido no intervalo 0,1% a 0,2%, nesse caso o agregado é de classe II. Se a

expansão ultrapassar os 0,2% o agregado será de classe III, ou seja, a classe com a maior

probabilidade de causar reacção álcalis-sílica.

16 No entanto, basta um dos agregados ter SiO2>2% para a mistura de agregados ser potencialmente reactiva.


5-8

No presente trabalho não foi realizado o ensaio acelerado em barra de argamassa, no entanto, alerta-

se para a possível susceptibilidade do betão com incorporação de agregados provenientes do corte

de GFRP, uma vez que, como os resíduos têm um teor de óxido de silício superior a 2%, a mistura de

agregados enquadra-se na classe II ou III, ou seja, potencialmente reactiva.

Para que as reacções álcalis-sílica não se desenvolvam é necessário que pelo menos uma das

seguintes condições falhe: presença de humidade; teor crítico de sílica reactiva; elevada alcalinidade

nos poros do betão.

Relativamente à presença de humidade é de referir que esta está essencialmente relacionada com as

condições de exposição do betão e com metodologias inerentes ao projecto de uma estrutura, como

a existência ou não de revestimentos adequados.

A metodologia para avaliar o teor crítico de sílica reactiva implica, após a classificação dos

agregados, a realização do ensaio acelerado em barra de argamassa. No caso de os agregados

serem potencialmente reactivos, o tempo de realização de ensaios em prismas de betão é, para o

ensaio acelerado, de 3 meses.

A terceira forma de prevenir a ocorrência da reacção álcalis-sílica consiste na redução da alcalinidade

da solução intersticial do betão. Para tal, é recomendada a utilização de um cimento com um teor de

álcalis inferior a 0,6% [71]. O cimento utilizado na campanha experimental tem um teor de álcalis de

0,45% (informação fornecida pela Secil). Além do controlo do teor em álcalis no cimento, a

especificação LNEC E461 [70] determina valores máximos para a quantidade total de álcalis no

betão, em função da classe do agregado. A quantidade total de álcalis no betão medido sob a forma

de Na2O equivalente17 deve então ser inferior a 2,5 kg/m3 de betão, para os agregados da classe com

maior potencial reactivo e inferior a 3 kg/m3 de betão para os de classe II.

No subcapítulo 5.8.1 do presente trabalho avaliou-se a quantidade total de álcalis presente nas

composições realizadas como forma de tentar avaliar, por esse meio, a susceptibilidade das mesmas

à reacção álcalis-sílica. No entanto, refira-se que a forma mais correcta de fazer esta avaliação seria

através da realização do ensaio acelerado na barra de argamassa e, depois, através da realização de

ensaios em provetes de betão.

17 De acordo com a especificação LNEC E461 [70], o teor de óxido de sódio equivalente é dado pela expressão: Na20eq=Na2O + (0,658 × K2O)


5-9

5.4. Caracterização dos restantes materiais utilizados no fabrico do betão

O presente subcapítulo tem como objectivo caracterizar algumas propriedades dos materiais

utilizados no fabrico dos betões. As figuras 5-17 e 5-18 ilustram os diversos materiais utilizados.

A figura 5-17 apresenta os elementos da fase sólida das composições. Em primeiro plano aparecem

os componentes ultrafinos: resíduos e cimento; em segundo plano aparecem os agregados finos:

areia 2 e areia 1 (mais fina); por fim, em último plano, encontra-se o agregado grosso denominado

brita 1. A água e o superplastificante utilizados nas amassaduras são apresentados na figura 5-18.

5.4.1. Agregados

Os agregados foram fornecidos pela empresa Unibetão, tendo sido armazenados em contentores

plásticos até à data da amassadura.

Uma vez que os provetes a realizar para os ensaios de caracterização do betão no estado endurecido

teriam dimensões relativamente reduzidas, um dos aspectos determinantes na escolha dos

agregados foi a sua máxima dimensão. Desta forma, foi escolhido um agregado grosso que não

tivesse uma máxima dimensão demasiado elevada de acordo com a metodologia apresentada no

Anexo A.1. A máxima dimensão é definida, de acordo com a norma NP 1379 [72], como a menor

abertura do peneiro, de uma série de peneiros de referência, através do qual passa, pelo menos, 90%

da massa do inerte.

Foram realizados ensaios com vista a determinar a análise granulométrica, as massas volúmicas, a

absorção e a baridade dos agregados, passando-se de seguida a descrever cada um destes ensaios.

Figura 5-17: Componentes da fase sólida Figura 5-18: Componentes da fase líquida


5-10


A análise granulométrica dos agregados foi executada de acordo com as normas NP EN 933-1 [73] e

NP EN 933-2 [74]. A primeira apresenta a metodologia e os procedimentos a seguir no ensaio, ao

passo que a segunda define as características dos peneiros de ensaio, bem como as aberturas

nominais dos mesmos.

A série de peneiros definida neste documento varia entre 0,063 mm e 125 mm segundo uma

progressão geométrica de razão 2.

Para este ensaio, de acordo com o definido na norma NP EN 933-1 [73], em correspondência com a

máxima dimensão do agregado considerado, foram preparados provetes de 7 kg, 3 kg e 1,5 kg de

brita 1, areia 2 e areia 1, respectivamente.

A primeira etapa do procedimento foi a colocação dos provetes dentro de tabuleiros metálicos numa

estufa a 110ºC até ser atingida massa constante, sendo esta registada como m1 (figura 5-19).

Após a pesagem, o material foi lavado sobre o peneiro de 0,063 mm de forma a eliminar a maior

parte das partículas muito finas (figura 5-20). Depois, o material foi colocado novamente na estufa até

massa constante, tendo esta sido registada como m2.

Por fim, o material foi peneirado, começando pelo peneiro de maior dimensão, primeiro

mecanicamente (figura 5-21) e depois manualmente até que não passassem partículas em nenhum

peneiro. A partir da massa retida em cada peneiro, obteve-se a percentagem de material retido em

relação à massa m1, traçando-se a partir desse valor, as curvas granulométricas.

A percentagem de material muito fino (que passa no peneiro de 63 µm), f, é definida pela seguinte

expressão:

� � �� 100 % (5-1)

em que P é a massa do material que passou no peneiro de 63 µm, pois apesar de se ter realizado a

lavagem, há uma fracção de partículas que não são excluídas na peneiração.


5-11

Absorção e massas volúmicas

Os ensaios para a determinação da absorção e das massas volúmicas dos agregados foram

realizados em conformidade com a norma NP EN 1097-6 [75]. Foram avaliadas as massas volúmicas

das partículas saturadas, do material impermeável das partículas e das partículas secas.

A norma em consideração obriga a que se preparem os provetes, separando o agregado em fracções

granulométricas de 0,063 mm a 4 mm; de 4 mm a 31,5 mm e de 31,5 mm a 63 mm. No entanto, esta

operação não foi necessária tendo em conta que as dimensões das partículas dos agregados estão

razoavelmente dentro destes limites. De facto, analisando as curvas granulométricas observa-se que,

para as areias, existem percentagens muito reduzidas de partículas fora do intervalo 0,063 mm a

4 mm, o mesmo acontecendo com a brita 1, mas agora para o intervalo 4 mm a 31,5 mm.

Para agregados de partículas inferiores a 31,5 mm, como no caso em consideração, o método

indicado pela norma é o do picnómetro. Os picnómetros empregados foram escolhidos tendo em

consideração os volumes mínimos exigidos pela norma. Foi utilizado um balão volumétrico de dois

litros para a brita e frascos com um volume de aproximadamente um litro para as areias.

Método do picnómetro para o agregado grosso - Brita 1

Após lavagem sobre os peneiros de 31,5 mm e 4 mm e rejeitadas as partículas fora desse intervalo, o

provete de ensaio, materializado por um conjunto de brita com a granulometria referida, foi imerso

dentro do picnómetro, sendo este colocado em banho-maria durante 24 horas à temperatura

constante de 22 ºC.

Após as 24 horas, fez-se transbordar o picnómetro por adição de água, sendo o conjunto limpo,

pesado e obtida a massa m2 (figura 5-22). Mediu-se e registou-se a temperatura da água θ2.

Figura 5-19: Colocação dos

agregados na estufa Figura 5-20: Lavagem do material

fino Figura 5-21: Peneiração mecânica


5-12

De seguida escorreu-se o provete, encheu-se o picnómetro fazendo-o transbordar por adição de água

e realizou-se a pesagem, obtendo-se a massa do picnómetro cheio de água m3 (figura 5-23). A água

utilizada para encher o picnómetro tinha uma temperatura idêntica à temperatura da água onde o

provete se encontrava imerso no interior do picnómetro (aproximadamente 22 ºC), cumprindo-se

assim esta exigência da norma.

O provete escorrido foi transferido para um pano seco (figura 5-24) e limpo cuidadosamente. Quando

o pano já não conseguia absorver mais humidade, transferiu-se o provete para um novo pano,

deixando-o secar até que não fossem visíveis películas de água na superfície do agregado. Pesou-se

e registou-se a massa m1, correspondente à massa do provete saturado com a superfície seca. Por

fim, colocou-se o provete na estufa a 110ºC até massa constante, obtendo-se a massa m4.

Os resultados obtidos são calculados da seguinte forma:

Massa volúmica do material impermeável das partículas: ρ� � m��m� � �m� � m�� ρ�⁄ (5-2)

Massa volúmica das partículas secas em estufa: ρ�� m��m� � �m� � m�� ρ�⁄ (5-3)

Massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca: ρ�� m��m� � �m� � m�� ρ�⁄ (5-4)

Absorção de água (após imersão durante 24 horas): WA�� 100 � �m� � m��m� (5-5)

Em que:

m1 � Massa do agregado saturado com superfície seca ao ar.

m2 � Massa aparente do picnómetro preenchido com água, contendo o provete de agregado

saturado.

m3 � Massa aparente do picnómetro preenchido com água.

Figura 5-22: Picnómetro cheio de

água, contendo a brita 1: leitura da massa m2

Figura 5-23: Picnómetro cheio de água: leitura da massa m3

Figura 5-24: Provete de brita 1 transferido para um pano seco


5-13

m4 � Massa no ar do provete seco em estufa.

ρW � Massa volúmica da água à temperatura θ2.

Método do picnómetro para o agregado fino - Areias 1 e 2

O primeiro passo realizado foi a lavagem do agregado sobre os peneiros de 4 mm e 0,063 mm,

rejeitando-se as partículas fora desse intervalo. O provete foi imerso dentro do picnómetro e este

colocado em banho-maria à temperatura constante de 22 ºC (figura 5-25). Após 24 horas, o

picnómetro foi retirado do banho-maria, fez-se transbordar por adição de água, foi limpo e pesado,

sendo m2 a massa do picnómetro preenchido com água contendo o provete imerso. Registou-se a

temperatura da água θ2.

Depois de decantada parte da água, o provete foi espalhado sobre um tabuleiro. Encheu-se o

picnómetro até transbordar, limpou-se e pesou-se a massa do picnómetro cheio de água m3.

O provete foi depois exposto a uma leve brisa através de uma ventoinha e remexido em intervalos

frequentes até se atingir o estado de superfície seca (figura 5-26). Para garantir que este estado foi

atingido realizou-se o ensaio do molde troncocónico. Este ensaio consiste na avaliação da forma da

areia, após a compactação por apiloamento, num molde troncocónico. O agregado atingiu o estado

pretendido quando o cone se deformou, após desmoldagem (figura 5-27). A massa do provete

saturado, no estado de superfície seca, foi registada como m1.

Por fim, colocou-se o provete numa estufa a 110ºC até ser atingida massa constante, sendo esta

registada como m4.

Os valores da massa volúmica do material impermeável das partículas (ρa), massa volúmica das

partículas secas em estufa (ρrd), massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (ρssd)

e da absorção de água (WA24) foram determinados através das equações (5-2) a (5-5), anteriormente

apresentadas.

Figura 5-25: Picnómetros colocados em banho-maria a 22°C

Figura 5-26: Provetes de areia expostos a uma leve brisa

Figura 5-27: Ensaio do molde troncocónico: cone deformado após desmoldagem


5-14

Massa volúmica e dos vazios

A avaliação da massa volúmica e dos vazios (baridade) do agregado, na condição seco ao ar, foi

realizada de acordo com a norma NP EN 1097-3 [76].

A massa volúmica e dos vazios do material, é expressa pelo quociente entre a massa de um provete

de agregado seco e o volume por este ocupado em condições de compactação definidas [77].

De acordo com o definido nessa norma, o recipiente a utilizar foi seleccionado em função da máxima

dimensão do agregado. Foram efectuadas duas pesagens, uma com o recipiente preenchido com

água, e outra com o mesmo recipiente vazio. Foi medida e registada a temperatura da água. Do

quociente entre a diferença dessas massas e a massa volúmica da água à temperatura registada,

resulta o volume do recipiente (V).

O material foi lançado no recipiente de acordo com o procedimento especificado na norma, ou seja,

diminuindo ao máximo a segregação e nivelando o topo do recipiente com uma régua de modo a que

não se produzisse compactação. Por fim, foi medida a diferença entre a massa do conjunto e a

massa do recipiente vazio (∆m).

Com esta informação obteve-se a massa volúmica e dos vazios através da seguinte expressão:

ρ� � ∆� (5-6)

Apresentação de resultados

As propriedades dos agregados utilizados, definidas a partir dos procedimentos descritos nos

parágrafos anteriores, estão compiladas no quadro 5-3.

Quadro 5-3: Resultados dos ensaios realizados aos agregados

Propriedade Documento normativo Brita 1 Areia 2 Areia 1

Massa volúmica do material impermeável das partículas (kg/m3) NP EN 1097-6 [75] 2670 2580 2620 Massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/m3) NP EN 1097-6 [75] 2570 2540 2590

Massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (kg/m3) NP EN 1097-6 [75] 2610 2560 2600 Absorção de água (%) NP EN 1097-6 [75] 1,5 0,5 0,4

Massa volúmica e dos vazios (kg/m3) NP EN 1097-3 [76] 1440 1520 1410 Percentagem de material muito fino (%) NP EN 933-1 [73] 1,0 1,2 0,6

Máxima dimensão (mm) NP 1379 [72] 11,2 1 4 Módulo de finura [54] 1,95 3,29 6,33

Análise granulométrica NP EN 933-1 [73] Ver quadro 5-4 e figura 5-28


5-15

O quadro 5-4 apresenta os resultados correspondentes à análise granulométrica. As curvas

granulométricas dos agregados, apresentadas na figura 5-28, foram construídas marcando em

abcissas as aberturas dos peneiros (D) numa escala proporcional à √"# . Em ordenadas encontra-se

representada a percentagem total de material passado nesse peneiro.

Quadro 5-4: Distribuição granulométrica dos agregados

Areia 1 Areia 2 Brita 1

Acumulado Acumulado Acumulado

Abertura da malha (mm) %passado %retido %passado %retido %passado %retido

125 100,0 0,0 100,0 0,0 100,0 0,0

63 100,0 0,0 100,0 0,0 100,0 0,0

31,5 100,0 0,0 100,0 0,0 100,0 0,0

25,4 100,0 0,0 100,0 0,0 100,0 0,0

22,4 100,0 0,0 100,0 0,0 100,0 0,0

16 100,0 0,0 100,0 0,0 100,0 0,0

11,2 100,0 0,0 100,0 0,0 96,0 4,0

8 100,0 0,0 99,8 0,2 51,5 48,5

5,6 100,0 0,0 99,0 1,0 11,3 88,7

4 99,9 0,1 96,9 3,1 5,6 94,4

2 99,7 0,3 85,0 15,0 3,3 96,7

1 98,9 1,1 55,4 44,6 2,3 97,7

0,5 81,5 18,5 23,3 76,7 1,8 98,2

0,25 23,3 76,7 8,4 91,6 1,4 98,6

0,125 1,3 98,7 2,2 97,8 1,1 98,9

0,063 0,0 100,0 0,0 100,0 0,0 100,0

Totais da série normal - 195,4 - 329,0 - 633,0

Módulo de finura - 1,95 - 3,29 - 6,33

Máxima dimensão do agregado,D (mm) 1 4 11,2

Mínima dimensão do agregado, d (mm) 0,125 0,125 2


5-16

Figura 5-28: Curvas granulométricas dos agregados

5.4.2. Cimento

O cimento Portland normal utilizado, do tipo CEM II/B-L 32,5N, foi fornecido pela empresa Secil em

sacos selados. As propriedades que se apresentam de seguida resultam de valores médios obtidos

pela Secil durante o período de produção do cimento utilizado.

Massa volúmica

A massa volúmica foi obtida seguindo o procedimento interno da empresa Secil, anteriormente

descrito para a caracterização dos resíduos. Este procedimento consiste na introdução de uma

massa conhecida de material num balão volumétrico parcialmente preenchido com gasolina. O

quociente entre a massa colocada no balão e a diferença de volumes medida no balão permite obter

a massa volúmica do cimento, que toma o valor de 3,01 g/cm3.


A análise granulométrica apresentada foi obtida, tal como a realizada para a caracterização dos

resíduos, por difracção a laser, realizada nos laboratórios da Secil, mas recorrendo a um

equipamento diferente. Para o cimento foi utilizado um equipamento Malvern Instruments, modelo

Master Sizer 2000. O

quadro 5-5 apresenta os resultados correspondentes a esta caracterização. A curva granulométrica

deste componente é apresentada na figura 5-29, em que é feita uma comparação com a curva obtida

para os resíduos de GFRP.

Este equipamento permitiu ainda determinar a área de superfície específica de Blaine do cimento que

toma o valor de 5540 cm2/g.

0,00

65

0,06

3

0,12

5

0,25

0

0,50

0 1 2 4

5,6 8

11,2

22,4

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100P

erc

en

tage

m p

assa

da

no

pe

ne

iro

Abertura da malha dos peneiros (mm)

Areia 1

Areia 2

Brita 1


5-17

Quadro 5-5: Distribuição granulométrica do cimento CEM II/B-L 32,5 N

Dimensão

(μm)

% de partículas

de dimensão

inferior

Dimensão

(μm)

% de partículas

de dimensão

inferior

Dimensão

(μm)

% de partículas

de dimensão

inferior

125,000 100,00 13,183 47,43 1,000 6,82

100,000 99,88 12,500 46,43 0,955 6,38

96,000 99,71 10,000 42,58 0,832 5,19

91,201 99,39 8,710 40,36 0,724 4,15

90,000 99,28 8,000 39,00 0,631 3,25

80,000 97,96 6,300 35,14 0,550 2,47

64,000 93,78 6,000 34,34 0,479 1,82

63,000 93,41 5,000 31,26 0,417 1,30

50,000 86,97 4,000 27,37 0,363 0,89

45,000 83,61 3,802 26,47 0,316 0,60

40,000 79,68 3,150 23,14 0,275 0,39

32,000 72,04 3,000 22,28 0,240 0,23

31,500 71,51 2,500 19,13 0,209 0,12

25,000 63,83 2,000 15,51 0,182 0,05

24,000 62,54 1,600 12,26 0,158 0,02

20,000 57,13 1,500 11,40 0,138 0,00

16,000 51,47 1,445 10,92 0,120 0,00

15,136 50,24 1,250 9,16 0,105 0,00

Figura 5-29: Curvas granulométricas do cimento e resíduos

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 10 100 1000

Mat

eri

al d

e d

ime

nsã

o in

feri

or

(%)

Dimensão da partícula (μm)

Resíduos

Cimento CEM II/B-L 32,5N


5-18

5.4.3. Água de amassadura

Foi utilizada água potável sem sabor, cheiro, ou turvação anormal. O valor adoptado para a massa

volúmica deste elemento foi de 1000 kg/m3.

5.4.4. Superplastificante

Foi utilizado um superplastificante da empresa Chryso, concretamente o Chrysofluid Optima 100 com

a função de garantir uma trabalhabilidade elevada em composições com baixa relação a/c.

As principais características deste produto, apresentadas na ficha técnica disponibilizada pela

empresa, estão sintetizadas no quadro 5-6.

Quadro 5-6: Características do superplastificante [55]

Massa volúmica (g/cm3) 1,06 ± 0,01

pH 4

Ponto de congelação (°C) -3

Conteúdo em cloretos Nulo de acordo com a BS5075 18

Teor Álcalis (Na2O equivalente) 19 ≤ 0,3%

Dosagem aconselhada (% do peso de cimento) 0,3 a 5

5.5. Cálculo do betão de referência

O betão de referência foi calculado com recurso ao método da curva de referência de Faury. Uma

explicação detalhada e os procedimentos de cálculo inerentes à determinação da composição de

referência são apresentados no Anexo A.

5.6. Programa de ensaios para caracterização de betões

Apresenta-se nesta secção uma descrição do programa de ensaios para caracterização dos betões

produzidos com agregados de GFRP. O programa experimental inclui ensaios para caracterização do

betão no estado fresco e ensaios para caracterização do betão no estado endurecido.

18 De acordo com a norma BS5075, o teor em cloretos é considerado nulo para concentrações deste ião inferiores a 1 g/l. 19 O teor em álcalis é avaliado segundo a especificação LNEC E461 [70], a partir do teor de óxido de sódio equivalente: Na20eq=Na2O + 0,658 (K2O)


5-19

5.6.1. Ensaios para caracterização do betão no estado fresco

Ensaio do abaixamento

O presente ensaio, realizado de acordo com as indicações da norma NP EN 12350-2 [78], tem o

objectivo de quantificar a trabalhabilidade do betão.

O ensaio consiste na compactação do betão fresco no interior de um molde com a forma tronco-

cónica (cone de Abrams). A compactação é realizada em três camadas, através de 25 pancadas com

um varão metálico. Quando o cone é removido na vertical, o abaixamento do betão estabelece uma

medida da sua trabalhabilidade.

Tendo sido definido à partida que seriam realizados betões com valor constante de trabalhabilidade,

tornou-se necessário fixar um intervalo para o abaixamento, tomando-se para tal uma margem de

tolerância de 10 mm.

O ensaio descrito revela-se da maior importância pois é a partir deste que se avalia a variação da

água de amassadura, induzida pela introdução dos resíduos.

As figuras 5-30 e 5-31 mostram respectivamente a compactação do betão no interior do cone e o

abaixamento definido.

Massa volúmica do betão no estado fresco

Foi avaliada a massa volúmica do betão no estado fresco a partir da norma NP EN 12350-6 [79].

Seguindo as indicações deste documento, o betão fresco foi compactado dentro de um recipiente

rígido e estanque, de volume e massa conhecidos, sendo então pesado. A compactação foi realizada

em duas camadas, por intermédio de um vibrador mecânico.

A diferença de massas entre o recipiente cheio e o recipiente vazio permite saber a massa de betão

contida no recipiente. Do quociente entre esta e o volume do recipiente resulta a massa volúmica do

betão no estado fresco.

A figura 5-32 apresenta a etapa do ensaio da massa volúmica correspondente à pesagem do

recipiente cheio.


5-20

5.6.2. Ensaios para caracterização do betão no estado endurecido

Todos os provetes produzidos com o objectivo de avaliar as propriedades do betão no estado

endurecido foram realizados de acordo com a norma NP EN 12390-1 [80]. Esta norma determina a

forma, as dimensões e as tolerâncias relativas a essas dimensões, incluindo ainda várias

considerações no que diz respeito aos moldes utilizados.

5.6.2.1. Propriedades mecânicas

Resistência à compressão

A determinação do valor da resistência à compressão foi realizada em conformidade com a norma

NP EN 12390-3 [81], tendo sido utilizados provetes cúbicos com 10 cm de aresta.

De acordo com a norma EN 12390-3 [81], os provetes cúbicos, depois de limpos para remover a

humidade superficial, foram posicionados numa prensa hidráulica Tonipact 3000 (figura 5-33)

associada a um sistema de controlo Seidner Form+Test CSRG5500. Foi aplicada ao provete uma

carga crescente a uma velocidade de aplicação constante de 5 kN/s até à sua rotura.

Sendo F (em N) a carga final imposta pela prensa ao provete e A (em mm2) a área do provete em

contacto com o prato da prensa, a resistência à compressão (em MPa) é determinada pela seguinte

expressão:

�$ � %& (5-7)

Para este ensaio, foram efectuados 3 provetes por cada tipo de betão, sendo a tensão de rotura à

compressão determinada pela média aritmética dos valores obtidos para cada provete. Todos os

Figura 5-30: Compactação do betão no cone de Abrams

Figura 5-31: Medição do abaixamento

Figura 5-32: Pesagem do recipiente preenchido com betão


5-21

provetes ensaiados à compressão foram desmoldados 24 horas após a amassadura e curados em

câmara húmida até aos 28 dias de idade. Foi avaliada a resistência à compressão aos 28 e aos 240

dias de idade (no período decorrente entre as idades de 28 e 240 dias, os provetes permaneceram

em ambiente de laboratório).

Resistência à tracção

A tensão de rotura à tracção do betão foi determinada a partir das directivas da norma

NP EN 12390-6 [82]. De acordo com o documento referido, provetes cilíndricos (15 cm de diâmetro e

30 cm de altura) foram submetidos a uma força de compressão aplicada numa directriz. As tensões

ortogonais resultantes provocam a rotura do provete por tracção.

De forma a garantir que a força é aplicada ao longo de uma directriz, o provete foi colocado num

posicionador (figura 5-34) seguindo as indicações referidas na norma, sendo depois carregado de

forma contínua, à velocidade de aplicação constante de 1,3 kN/s, na mesma prensa utilizada no

ensaio da resistência à compressão (figura 5-35).

A resistência à tracção (em MPa) é dada em função da carga máxima F (em N), do comprimento da

linha de contacto com o provete L (em mm) e do diâmetro d (em mm), por intermédio da seguinte

expressão:

�$' � 2 � %) � * � + (5-8)

Tal como para o ensaio da tensão de rotura à compressão, foi preparada uma amostra composta por

3 provetes, sendo a resistência à tracção determinada pela média aritmética dos provetes da

amostra.

Figura 5-33: Ensaio da resistência à compressão

Figura 5-34: Provete cilíndrico no posicionador

Figura 5-35: Ensaio da resistência à tracção por compressão diametral


5-22

Os provetes foram desmoldados 24 horas após a amassadura, cumpriram um período de cura na

câmara húmida até aos 25 dias de idade e foram colocados em ambiente de laboratório até à data de

ensaio, realizado aos 28 dias de idade.

Módulo de elasticidade

Para determinar o módulo de elasticidade do betão seguiu-se o procedimento definido pela

especificação LNEC E397 [83].

O ensaio foi realizado em provetes cilíndricos com 15 cm de diâmetro e 30 cm de altura. Após ter sido

executada a rectificação de ambas as bases dos cilindros, foram colados extensómetros em duas

geratrizes diametralmente opostas (figura 5-36).

O provete foi então carregado numa prensa Instron model 1343 (figura 5-37) até ser atingida uma

tensão de compressão nos provetes de 1 MPa (σ1), sendo medida a deformação nos extensómetros

(ε1). Depois, carregou-se o provete de forma contínua, à velocidade de aplicação de 9 kN/s, até ser

atingido 1/3 da tensão de rotura à compressão (σ2), sendo medida a deformação correspondente (ε2).

Refira-se que já se conhecia a tensão de rotura, uma vez que se tinha realizado o ensaio da

resistência à compressão aos 28 dias, medida em cubos de 10 cm. Para o betão de referência não foi

respeitado este requisito da norma, na medida em que para o valor da tensão de rotura à compressão

do material a máxima carga aplicada pelo equipamento disponível (250 KN) não era suficiente para

garantir 1/3 da carga de rotura. No entanto, é preciso salientar que o objectivo do ensaio é trabalhar

na fase elástica do material e que, para tal, a força alcançada pela prensa utilizada é suficiente (entre

1/4 e 1/5 da tensão de rotura à compressão).

De seguida, o provete foi descarregado até ser atingida uma tensão de compressão de 1 MPa à

mesma velocidade de aplicação de carga. Após um número de ciclos de carga e descarga suficientes

para que se obtivessem diagramas de tensão-deformação lineares e para que se verificassem as

condições referidas pela norma no que se refere à diferença entre leituras nos dois extensómetros

(inferior a 10-5), foi calculado o módulo de elasticidade a partir da seguinte expressão:

, � -� � -�.� � .� (5-9)

Recorrendo ao equipamento de registo de dados HBM Spider 8, foi possível registar a informação

relativa à carga aplicada e à deformação em cada extensómetro ao longo dos vários ciclos.

Da mesma forma que para os restantes ensaios, o módulo de elasticidade foi calculado como a

média aritmética dos valores obtidos em 3 provetes. Os provetes foram ensaiados com 28 dias de

idade, tendo sido desmoldados 24 horas após a amassadura, curados em câmara húmida até aos 25

dias de idade e colocados no ambiente do laboratório nos restantes 3 dias.


5-23

5.6.2.2. Propriedades relacionadas com a durabilidade

Absorção por imersão

Os procedimentos utilizados para a determinação da absorção por imersão são os apresentados na

especificação LNEC E394 [84]. O ensaio foi realizado em provetes cúbicos com 10 cm de aresta.

Os provetes foram imersos em água, por etapas, de modo a que fosse sucessivamente imerso 1/3 da

altura do provete, em intervalos de uma hora (figura 5-38). Durante o período em que ficaram

imersos, que foi o mesmo para os provetes de todas as composições (4 dias), foi realizada uma

verificação de que os provetes teriam atingido a massa constante. Antes de cada pesagem, cada

provete foi seco com um pano húmido, espremido de forma a remover a humidade superficial.

Concluído o período de imersão, foi registada a massa do provete saturado com superfície seca (m1)

e a massa hidrostática após saturação (m2) (figura 5-39).

Os provetes foram então secos numa estufa ventilada a 110ºC até ser atingida massa constante,

determinando-se a massa do provete no estado seco (m3) (figura 5-40).

Figura 5-36: Provetes com extensómetros colados em geratrizes diametralmente opostas

Figura 5-37: Ensaio do módulo de elasticidade

Figura 5-38: Ensaio da absorção por imersão: provetes imersos a

1/3 da altura

Figura 5-39: Ensaio da absorção por imersão: pesagem hidrostática

Figura 5-40: Ensaio da absorção por imersão: colocação dos provetes numa estufa ventilada a 110°C


5-24

A absorção por imersão Ai (em %) de cada provete é definida através da seguinte expressão:

A/ � m� � m�m� � m� � 100 (5-10)

A absorção por imersão de cada composição foi estimada como a média dos valores obtidos para

três provetes.

Os provetes utilizados para o presente ensaio foram curados em câmara húmida até aos 28 dias de

idade, data em que foram imersos. As massas saturada com superfície seca e hidrostática, foram

determinadas aos 32 dias de idade e o período de secagem na estufa foi de 7 dias, correspondendo a

leitura da massa do provete seco aos 39 dias de idade.

Absorção por capilaridade

Para a determinação da absorção por capilaridade, foi utilizada a especificação LNEC E393 [85].

Inicialmente foram utilizados provetes prismáticos de dimensões 5×5×10 cm3, obtidos através do

corte dos provetes utilizados na absorção por imersão. Estes provetes não cumpriam com a exigência

da especificação utilizada, no que se refere ao volume do provete (mínimo de 0,001 m3), além disso,

as faces cortadas não permitiram observar correctamente a altura de ascensão capilar. O facto de

não cumprirem com o volume mínimo exigido pela especificação apresentada e de terem sido

cortados a partir de provetes já utilizados para avaliar a absorção por imersão, ou seja, já

previamente sujeitos a imersão e secagem, implica que os resultados deste ensaio não sejam, à

partida, tão fiáveis quanto os da absorção por imersão. No entanto, e apesar de não ter tanto valor

quanto os resultados da absorção por imersão, entendeu-se que esta informação poderia representar

uma mais-valia para a caracterização do betão com resíduos provenientes do corte de GFRP.

As condições de secagem utilizadas foram, para todos os provetes, 10 dias à temperatura de 65 ºC.

Depois de secos, os provetes foram colocados numa sala à temperatura de 23 ºC e 50% de

humidade, o tempo necessário para que atingissem a temperatura da sala (45 minutos). Durante esse

período foi marcada uma linha horizontal a 5 mm da face inferior dos provetes. Após se encontrarem

à temperatura da sala, os provetes foram pesados, registando-se a sua massa de referência (m0) e

foram colocados sobre suportes num tabuleiro, apoiados na sua face menor (figuras 5-41 e 5-42). O

tabuleiro foi depois preenchido com água, de modo que o nível da mesma atingisse a linha de 5 mm

e, por fim, foi coberto com uma campânula.

Os provetes foram pesados, nas condições da especificação apresentada (um minuto a escorrer

sobre uma base não absorvente antes da pesagem), ao fim de 3, 6, 24, 48 e 72 hrs.


5-25

A absorção por capilaridade (ACi), em g/mm2, após um tempo de permanência do provete com a face

inferior em contacto com a água (ti), é determinada em função da massa a esse tempo (mi), em g, da

massa de referência (m0), em g, e da área da face do provete em contacto com a água A (mm2), pela

seguinte expressão:

A0/ � m/ � m1A (5-11)

Foram utilizados 3 provetes por composição, sendo a absorção por capilaridade e a altura de

ascensão capilar apresentadas como a média dos valores obtidos nesses provetes.

Os provetes prismáticos, de dimensões 5×5×10 cm3, resultantes do corte dos provetes utilizados para

avaliar a absorção por imersão, foram colocados na estufa aos 45 dias de idade. No período entre o

final do ensaio da absorção por imersão (39 dias de idade) e a colocação na estufa foram

armazenados em ambiente de laboratório.

Resistência à abrasão

A determinação desta propriedade do betão foi realizada a partir da norma alemã DIN 52108 [86], em

provetes prismáticos de dimensões 70×70×50 mm3, provenientes do corte dos provetes utilizados nos

ensaios da absorção por imersão.

Os provetes foram colocados na estufa a 110ºC até ser atingida massa constante, período após o

qual se definiram 9 pontos na face de cada provete, de acordo com as indicações da norma. Foram

também numeradas as faces do provete e o sentido de rotação do mesmo (figura 5-43). Todas as

alturas registadas são a média aritmética das alturas medidas em cada um dos pontos marcados.

Foi registada a altura do provete antes de ser submetido ao ensaio (h0). Depois de limpo o disco da

máquina de abrasão, da marca Form+Test Prüfsystem, foram espalhados 20 gramas de pó abrasivo

uniformemente ao longo dos pontos do disco que iriam rodar sob o provete (figura 5-44). O provete foi

Figura 5-41: Ensaio da absorção por capilaridade: Provetes 5×5×10 cm3 no tabuleiro

Figura 5-42: Ensaio da absorção por capilaridade: Provetes 5×5×10 cm3 no tabuleiro


5-26

então acondicionado no suporte e accionou-se o disco para que este perfizesse 22 voltas,

completando-se assim o primeiro ciclo. Depois de terminado cada ciclo, o disco foi limpo, foi

espalhado novo pó abrasivo e o provete foi rodado sempre no mesmo sentido. Após cada quatro

ciclos, o que corresponde a uma volta completa do provete, a altura do mesmo foi medida com uma

craveira (figura 5-45) e registada. No total foram efectuados 16 ciclos por cada provete.

A espessura perdida no final do ensaio é a diferença entre a altura do provete após 16 ciclos e a

altura inicial do mesmo. A perda de espessura de cada composição foi determinada pela média

aritmética dos valores obtidos em três provetes.

Os provetes foram submetidos ao ensaio da resistência à abrasão com a idade de 51 dias.

Como se referiu anteriormente, os provetes utilizados para avaliar esta propriedade do betão,

resultaram do corte dos provetes cúbicos utilizados para avaliar a absorção por imersão. Dessa

forma, sofreram o mesmo processo de cura que os utilizados nesse ensaio. Concluído esse período,

os provetes foram colocados em ambiente de laboratório durante 4 dias, período ao fim do qual foram

colocados na estufa.

5.7. Materiais a substituir e patamares de substituição

Como exposto no capítulo 4, as adições muito finas podem ser subdivididas em dois grupos: as que

apresentam actividade pozolânica e aquelas cujos efeitos no betão são fundamentalmente de ordem

física. Não se esperando que os resíduos utilizados no presente estudo apresentassem propriedades

pozolânicas, foram tratados como uma adição fíler.

Apesar de haver investigações que comprovam que é possível realizar composições com substituição

de cimento por adições sem actividade pozolânica não afectando significativamente as propriedades

Figura 5-43: Ensaio da resistência à abrasão: definição dos pontos de medição

da altura e marcação do sentido de rotação do provete

Figura 5-44: Ensaio da resistência à abrasão: pó abrasivo espalhado no

disco de abrasão

Figura 5-45: Ensaio da resistência à abrasão: medição da altura do provete


5-27

do betão e desta ser uma solução de elevado carácter sustentável, principalmente em composições

com relação a/c reduzida (em que parte do cimento não é hidratado [65]), decidiu-se que seria uma

opção demasiado ambiciosa para uma primeira fase da campanha. De facto, existem investigações

que comprovam uma melhoria da hidratação em composições onde foram utilizados cimentos com

fíler calcário em relação a composições com cimentos sem este componente [65]. No entanto, nessas

mesmas investigações, houve uma diminuição das propriedades mecânicas em idades mais

avançadas, decorrente do aumento da relação a/c efectiva.

Uma vez excluído o cimento, o elemento a substituir seria, naturalmente, um dos agregados. A

substituição de brita por resíduos seria uma opção despropositada, face à diferença dimensional

entre estes dois componentes. Restavam assim as duas areias.

As composições produzidas foram calculadas para taxas de substituição de todo o material fino

(constituído pela totalidade das areias), sendo realizada a substituição apenas da areia 1, ou seja, o

agregado de menores dimensões.

A escolha dos patamares de substituição teve em conta os resultados obtidos em campanhas

experimentais, em que se estudou a influência da incorporação de adições muito finas.

Como consequência do aumento da água de amassadura, por sua vez decorrente da elevada

superfície específica da adição, a substituição em taxas muito elevadas, geralmente superiores a

25% ou mesmo 15% (dependendo do material), resulta em perdas muito significativas das

propriedades do betão. Por outro lado, é possível, para certas adições, reduzir a água de amassadura

introduzida na mistura, tomando partido do efeito de fíler descrito no capítulo 4. A taxa de substituição

óptima, referente a esta optimização, está habitualmente entre 5% e 10%. Reunidos estes factores,

decidiu-se avançar gradualmente em patamares de 5% até um limite de 20% de substituição. Desta

forma optou-se por caracterizar com algum pormenor a fracção inicial da curva que representa a

necessidade de água de amassadura em função da quantidade de resíduos introduzida, estudando-

se a hipótese de obter uma optimização.

5.8. Apresentação das composições produzidas

Foram produzidas cinco composições, incrementando gradualmente a percentagem de resíduos em

relação ao volume de sólidos em patamares de 5%. O nome da composição revela a taxa de

substituição aplicada, precedida da letra B. A título de exemplo, a composição B5 corresponde a um

betão com taxa de substituição de areia por resíduos provenientes do corte de GFRP, em volume,

de 5%.

As composições produzidas foram calculadas a partir do betão de referência, mantendo a proporção

volumétrica entre os componentes sólidos. O quadro 5-7 apresenta todas as composições


5-28

produzidas, bem como a percentagem do volume de sólidos de cada um dos componentes. Na figura

5-46 é possível observar as curvas granulométricas reais para cada composição.

Quadro 5-7: Volume de sólidos de cada componente (em percentagem do volume total)

Composição B0 B5 B10 B15 B20

Brita 1 52,2 52,2 52,2 52,2 52,2

Areia 2 19,9 19,9 19,9 19,9 19,9

Areia 1 11,5 9,9 8,4 6,8 5,2

Cimento 16,4 16,4 16,4 16,4 16,4

Resíduos 0,0 1,6 3,1 4,7 6,3

Figura 5-46: Curvas granulométricas reais de cada composição

A relação a/c variou de forma a manter a mesma trabalhabilidade, ou seja, mantendo a mistura

sempre dentro do intervalo de abaixamento escolhido (150 ± 10 mm).

As quantidades, em massa, de cada um dos constituintes variam com a quantidade de água de

amassadura introduzida na mistura. O quadro 5-8 apresenta as dosagens efectivas de cada uma das

composições realizadas:

Quadro 5-8: Dosagens efectivas


Brita 1 (kg/m3) 1103,4 1108,0 1103,4 1094,4 1077,1

Areia 2 (kg/m3) 412,6 414,3 412,6 409,2 402,7

Areia 1 (kg/m3) 242,2 210,0 176,0 141,8 107,3

Cimento (kg/m3) 398,6 400,2 398,6 395,4 389,0

Resíduos (kg/m3) 0,0 23,5 46,8 69,7 91,5

Água (kg/m3) 159,4 156,1 159,4 166,1 178,9

Superplastificante (kg/m3) 4,0 4,0 4,0 4,0 3,9

0,00

65

0,06

3

0,12

5

0,25

0

0,50

0 1 2 4

5,6 8

11,2 16

22,4

25,4

31,5

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Pe

rce

nta

gem

pas

sad

a n

o p

en

eir

o


Curva de referência de Faury

B0

B5

B10

B15

B20


5-29

5.8.1. Susceptibilidade das composições realizadas à reacção expansiva álcalis-sílica

Como se observou na análise química dos resíduos provenientes do corte de GFRP, estes são

classificados, de acordo com a especificação LNEC E461 [70], como potencialmente reactivos. Ou

seja, o betão com incorporação dos resíduos poderia ser susceptível às reacções expansivas álcalis-

sílica.

Uma das formas de prevenir a ocorrência destas reacções expansivas é reduzir a alcalinidade da

solução intersticial do betão. Assim, para avaliar a susceptibilidade das composições à reacção

àlcalis-sílica, controlou-se a quantidade total de álcalis por m3 de betão. Nas condições da

especificação LNEC E461 [70], este valor deve ser inferior a 2,5 kg /m3 de betão para os agregados

de classe III e inferior a 3 kg /m3 de betão para os agregados de classe II. As classes II e III

correspondem aos agregados potencialmente reactivos, sendo um agregado de classe III mais

reactivo que um de classe II.

A quantidade total de álcalis é medida sob a forma de álcalis equivalente. Este valor é dado pela

seguinte expressão:

Na�O56 � Na�O 0,658�K�O� (5-12)

Os valores do teor em álcalis, para cada componente do betão, são apresentados no quadro 5-9.

Todos estes valores foram obtidos através de ensaios químicos realizados pela empresa Secil.

Quadro 5-9: Teor em álcalis dos agregados, do cimento, dos resíduos e do superplastificante

Componente Teor álcalis – Na2Oeq (% de massa) Na2O (% de massa) K2O (% de massa)

Brita 1 0,021 0,000 0,032

Areia 2 2,211 0,290 2,920

Areia 1 3,458 0,990 3,750

Cimento 0,450 - -

Resíduos 0,616 0,538 0,119

Superplastificante 0,300 - -

O quadro 5-10 apresenta, por fim, o valor total de álcalis presente em cada composição, bem como a

variação deste parâmetro em relação à composição de referência. É apresentada ainda, para cada

composição, a contribuição em álcalis de cada um dos componentes da mistura (Cont.Álc).

Como se pode observar, os valores máximos para a quantidade total de álcalis no betão

apresentados pela especificação LNEC E461 [70] são largamente ultrapassados, apesar de a

incorporação dos resíduos até fazer descer este valor.


5-30

Quadro 5-10: Teor total em álcalis de cada composição


Componente Dosagem (kg/m3)

Cont.Álc (kg/m3)

Dosagem (kg/m3)

Cont.Álc (kg/m3)

Dosagem (kg/m3)

Cont.Álc (kg/m3)

Dosagem (kg/m3)

Cont.Álc (kg/m3)

Dosagem (kg/m3)

Cont.Álc (kg/m3)

Brita 1 1103,4 0,232 1108,0 0,233 1103,5 0,232 1094,4 0,230 1077,1 0,227

Areia 2 412,6 9,123 414,3 9,162 412,6 9,124 409,2 9,049 402,7 8,905

Areia 1 242,2 8,372 210,0 7,260 176,0 6,085 141,8 4,904 107,3 3,710

Cimento 398,6 1,794 400,2 1,801 398,6 1,794 395,4 1,779 389,0 1,751

Água 159,4 0,000 156,1 0,000 159,4 0,000 166,1 0,000 178,9 0,000

Resíduos 0,0 0,000 23,5 0,145 46,8 0,289 69,7 0,430 91,5 0,564

SP 4,0 0,012 4,0 0,012 4,0 0,012 4,0 0,012 3,9 0,012

Álcalis (kg/m

3 de betão)

19,5 18,6 17,5 16,4 15,2

Variação (%) - -4,7 -10,2 -16,0 -22,4

Não se pode então, seguindo por esta via da avaliação da quantidade total de álcalis, referir que as

composições realizadas não são susceptíveis à reacção álcalis-sílica. Como já se referiu, teria de se

seguir o procedimento da especificação LNEC E461 [70], que envolve o ensaio acelerado da

retracção em barra de argamassa e, por fim, ensaios em provetes de betão.

No entanto refira-se que, face às quantidades relativamente pequenas de resíduos introduzidas, é

pouco provável que estas sejam responsáveis pela criação de problemas no que se refere às

reacções expansivas álcalis-sílica. Ou seja, apesar de os resíduos conterem um teor de óxido de

silício superior a 2%, e disso implicar que a mistura seja classificada como potencialmente reactiva, o

acréscimo em óxido de silício total é, para a composição com maior taxa de incorporação de resíduos

provenientes do corte de GFRP (B20), inferior a 1%20, em massa. Por outro lado, e com maior

relevância, a substituição da areia 1 pelos resíduos de GFRP permite reduzir significativamente a

quantidade de álcalis presente na mistura.

5.9. Procedimentos experimentais e controlo de parâmetros

5.9.1. Cura e idade de provetes ensaiados

No quadro 5-11 encontram-se sintetizadas as idades de ensaio dos provetes por cada ensaio.

Todos os provetes executados foram desmoldados 24 horas após a amassadura, tendo sido

colocados na câmara húmida. Os provetes produzidos com o objectivo de avaliar as propriedades

mecânicas permaneceram na câmara até aos 28 dias, data em que foram ensaiados.

20 Valor obtido em relação à massa total de 1 m3 de betão, ou seja, à soma das dosagens.


5-31

Quadro 5-11: Idade dos provetes na data de ensaio

Ensaio Idade

Resistência à compressão 28

240

Resistência à tracção 28

Módulo de elasticidade 28


Imersão 28

Massa do provete saturado e hidrostática 32

Massa do provete seco 39

Absorção por capilaridade Colocação na estufa 45

Início do ensaio 55

Resistência à abrasão Colocação na estufa 44

Realização do ensaio 51

A absorção por imersão foi estimada em provetes cúbicos, que foram retirados da câmara húmida

aos 28 dias de idade. Cumprido o ensaio de absorção, que corresponde a uma idade de 39 dias, os

provetes cúbicos foram cortados, tendo sido obtidos os provetes prismáticos para avaliar a resistência

à abrasão e os provetes de dimensões 5×5×10 cm3 para o ensaio da absorção por capilaridade. Os

primeiros, permaneceram no laboratório durante 4 dias, data em que foram colocados na estufa, aos

44 dias de idade. Os provetes de dimensões 5×5×10 cm3 foram colocados na estufa (10 dias a 65 ºC)

com a idade de 45 dias, tendo-se avaliado a absorção por capilaridade nestes provetes aos 55 dias

de idade.

5.9.2. Procedimentos de amassadura

Numa fase embrionária da campanha, foram realizadas amassaduras experimentais com o intuito de

compreender o comportamento dos resíduos. Mais concretamente, de forma a caracterizar a

necessidade de água de amassadura mantendo a mesma trabalhabilidade, foi realizada uma

amassadura experimental por cada composição, com a relação a/c esperada, afinando-se assim a

relação a/c da composição definitiva.

Nas amassaduras experimentais realizadas constatou-se que havia uma quantidade considerável de

material retido nas paredes e pás da betoneira. Este material retido tinha excesso de material muito

fino. De forma a garantir a exacta composição da mistura definitiva, foi realizada uma amassadura

prévia com a mesma dosagem da definitiva. O excesso livre foi removido da misturadora em

movimento, virando a boca de alimentação para baixo. Este procedimento permitiu imprimar a

betoneira (figura 5-47), bem como o carrinho de mão, onde foi recolhido o excesso.


5-32

Os parágrafos seguintes apresentam os critérios adoptados para a sequência de introdução e tempo

de mistura dos componentes. Estes aspectos foram calibrados a partir de amassaduras preliminares.

Uma vez concluída a amassadura para imprimar a betoneira, foi colocado o agregado grosso e toda a

água necessária exceptuando 40 g. A mistura permaneceu assim 3 minutos, apenas o suficiente para

promover a molhagem superficial do agregado e dessa forma minimizar a quantidade de material

ultrafino suspenso no ar na fase seguinte de introdução dos resíduos. Os 40 g de água não

introduzidos previamente foram misturados com o superplastificante. Tomou-se esta metodologia,

pois outro aspecto verificado nas amassaduras experimentais foi que, devido à consistência viscosa

do adjuvante, uma parte considerável deste componente ficava retida no recipiente de medição.

Misturando uma pequena porção de água (40 g), evitou-se esta ocorrência.

O passo seguinte foi a adição do material muito fino (cimento e resíduos) e do superplastificante

misturado com a água restante (40 g). A mistura assim constituída foi amassada durante 1 minuto.

Um dos problemas verificado na introdução dos resíduos nas amassaduras experimentais foi que,

devido à sua reduzida dimensão e massa volúmica, parte deste componente ficava suspenso no ar e

consequentemente havia uma perda de material. Para reduzir esta tendência, a boca da betoneira foi

tapada com um plástico (figura 5-48).

A etapa final correspondeu à introdução dos agregados finos (areia 1 e areia 2). As misturas, com

todos os componentes inseridos foram, então, amassadas durante 3 minutos.

5.9.3. Trabalhabilidade

O valor de referência determinado para a trabalhabilidade foi de 150 mm, tomando-se uma margem

de tolerância de 10 mm. De acordo com a norma NP EN 206-1 [51], o abaixamento de referência é

classificado como S3, correspondendo a um betão de comportamento mole de acordo com a

metodologia proposta pela ACI 211 [58]. Esta classificação, apesar de mais antiga, é necessária para

o cálculo do betão através do método da curva de referência de Faury.

Figura 5-47: Betoneira imprimada Figura 5-48: Colocação de plástico na boca da betoneira

Capítulo 6. Apresentação e análise de resultados

6-1

6. Apresentação e análise de resultados

O presente capítulo tem o objectivo de apresentar e analisar os resultados relativos aos ensaios

realizados ao betão no estado fresco e no estado endurecido. Em particular, pretende-se definir e

analisar a tendência que o comportamento do betão exibe em cada uma das propriedades estudadas

em consequência da substituição do agregado fino pelos resíduos provenientes do corte de GFRP.

6.1. Estado fresco

Como se referiu, os resíduos foram colocados em substituição do agregado mais fino (areia 1), sendo

que as taxas de substituição foram calculadas em relação à totalidade de agregado fino. De forma a

manter o abaixamento constante, e mantendo a proporção volumétrica entre os restantes componentes

da fase sólida, foram obtidos os valores do consumo de água de amassadura apresentados no quadro

6-1. Este quadro apresenta ainda os valores do abaixamento e da massa volúmica no estado fresco

(MVE.Fresco), bem como as relações (em massa) água/cimento (a/c), água/total de ultrafinos (a/f) e

água/resíduos (a/r).

Quadro 6-1: Propriedades do betão no estado fresco


Abaixamento (mm) 149 157 159 140 149

MVE.Fresco (kg/m3) 2420 2380 2350 2320 2280

Cimento (kg/m3) 398,6 400,2 398,6 395,4 389,0

Resíduos (kg/m3) 0,0 23,5 46,8 69,7 91,5

Outros ultrafinos (kg/m3) 17,4 17,3 17,0 16,7 16,2

Total ultrafinos (kg/m3) 416,0 441,1 462,5 481,8 496,7

Água (kg/m3) 159,4 156,1 159,4 166,1 178,9

a/c 0,40 0,39 0,40 0,42 0,46

a/r ∞ 6,64 3,40 2,38 1,96

a/f 0,38 0,35 0,34 0,34 0,36

Refira-se ainda que, em relação às composições com taxas mais reduzidas, se notou uma elevada

viscosidade das misturas com elevada taxa de incorporação de resíduos. Este efeito notou-se

principalmente nos aparelhos de manuseamento do betão e de ensaio do abaixamento que, nas

composições B15 e B20, apresentavam grandes quantidades de material aderente.


6-2

6.1.1. Massa volúmica no estado fresco

A figura 6-1 apresenta os resultados relativos à massa volúmica do betão no estado fresco, em função

da taxa de substituição.

Figura 6-1: Massa volúmica do betão no estado fresco em função da taxa de substituição

A redução linear da massa volúmica com o aumento da quantidade de resíduos incorporada é uma

tendência esperada, uma vez que a taxa de substituição cresceu linearmente e a massa volúmica dos

resíduos provenientes do corte de GFRP aplicados é apenas 70% da massa do agregado substituído.

6.1.2. Necessidade de água de amassadura

As figuras 6-2 e 6-3 apresentam a variação das relações a/r e a/c, respectivamente, em função da taxa

de substituição. Estes parâmetros permitem compreender o comportamento das amassaduras

realizadas e a influência dos resíduos na água de amassadura necessária para manter a

trabalhabilidade, ou seja, o abaixamento.

Figura 6-2: Relação água/resíduos em função da taxa de substituição

y = -6,8x + 2418R² = 0,9966

2260

2280

2300

2320

2340

2360

2380

2400

2420

2440

0 5 10 15 20

MV

E.Fr

esco

(Kg/

m3 )

Taxa de substituição (%)

Amassaduras

Curva de regressão

y = -3,448ln(x) + 11,885R² = 0,9574

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

0 5 10 15 20

a/r


Amassaduras

Curva de regressão

Observando a figura 6-2 é possível verificar que a relação a/r é decrescente com o aume

quantidade de resíduos introduzida

deixa prever que, para elevadas

estabilizar.

Figura 6-3

Analisando agora a figura 6-3, é possível observar

na relação a/c para a composição com taxa de su

Como foi referido no capítulo 3, a dimensã

betão, em função da taxa de incorporação

deslizamento entre os vários constituintes da mistura aumentando a trabalhabilidade do betão ou

forma semelhante, diminuindo a quantidade de água de amassadura

de trabalhabilidade (efeito de fíler)

aumento da água de molhagem do agregado, uma vez que

específica muito elevada.

Para taxas de substituição elevadas, o e

muita influência, aumentando por isso

substituição define-se como aquela em que o efeito de aumento da quantidade de água necessária

para conservar os mesmos parâmetros de

Desta forma, podem-se distinguir três zonas:

� ZONA I: Compreendida entre os valores de 0% e 5% de substituição de agregado fino por

resíduos provenientes do corte de GFRP.

a taxa de substituição

0,38

0,39

0,40

0,41

0,42

0,43

0,44

0,45

0,46

0,47

0 5

a/c

ZONA I


6-3

é possível verificar que a relação a/r é decrescente com o aume

quantidade de resíduos introduzida, seguindo uma tendência logarítmica. Esta tendência assimptótica

para elevadas taxas de incorporação de resíduos, a referida proporção

3: Relação água/cimento em função da taxa de substituição

é possível observar o efeito de optimização obtid

para a composição com taxa de substituição de areia fina de 5%.

referido no capítulo 3, a dimensão e a forma dos agregados podem

em função da taxa de incorporação. A dimensão e a forma dos agregados podem promover o

deslizamento entre os vários constituintes da mistura aumentando a trabalhabilidade do betão ou

diminuindo a quantidade de água de amassadura mantendo os mesmos

(efeito de fíler). Por outro lado, a introdução de partículas

aumento da água de molhagem do agregado, uma vez que aquelas partículas possuem uma

Para taxas de substituição elevadas, o efeito do aumento da superfície específica começa a adquirir

por isso a relação a/c da composição. Desta forma, a taxa óptima de

se como aquela em que o efeito de aumento da quantidade de água necessária

os mesmos parâmetros de trabalhabilidade se sobrepõe ao efeito de fíler.

se distinguir três zonas:

: Compreendida entre os valores de 0% e 5% de substituição de agregado fino por

resíduos provenientes do corte de GFRP. A relação a/c toma uma tendência decrescente com

taxa de substituição, ou seja, o efeito benéfico de melhoria da trabalhabilidade

y = -6E-08x3 + 0,0003x2 - 0,0033x + 0,3997R² = 0,9982

10 15 20


ZONA II ZONA III


é possível verificar que a relação a/r é decrescente com o aumento da

tendência assimptótica

referida proporção tenderá a

obtido, ou seja, a redução

ter efeitos distintos no

dimensão e a forma dos agregados podem promover o

deslizamento entre os vários constituintes da mistura aumentando a trabalhabilidade do betão ou, de

mantendo os mesmos parâmetros

a introdução de partículas ultrafinas implica um

possuem uma superfície

feito do aumento da superfície específica começa a adquirir

. Desta forma, a taxa óptima de

se como aquela em que o efeito de aumento da quantidade de água necessária

ao efeito de fíler.

: Compreendida entre os valores de 0% e 5% de substituição de agregado fino por

A relação a/c toma uma tendência decrescente com

, ou seja, o efeito benéfico de melhoria da trabalhabilidade è

20

Amassaduras

Curva de regressão


6-4

preponderante sobre o efeito da elevada superfície específica dos resíduos. A composição com

taxa de substituição de 5% é aquela em que se verificou uma redução na relação a/c.

� ZONA II: Compreendida entre os valores de taxa de substituição de 5% e 10%. O efeito da

superfície específica começa a tomar mais influência e, dessa forma, a relação a/c toma uma

tendência crescente. No entanto, os valores deste parâmetro ainda são inferiores ao obtido

para a composição de referência.

� ZONA III: Compreendida entre as taxas de substituição de 10% e 20% de agregado fino por

resíduos. O efeito da elevada superfície específica dos ultrafinos é o mais significativo e,

portanto, a quantidade de água de molhagem dos resíduos toma uma tendência crescente.

Pode-se então referir que a dimensão, a forma e a textura das partículas são benéficas do ponto de

vista da trabalhabilidade, permitindo a diminuição da relação a/c. Por outro lado, a superfície específica

dos resíduos introduzidos não atinge valores excessivamente elevados (superfície específica de Blaine

de 5307 cm2/g) o que contribui para que não ocorra um aumento da relação a/c logo para as taxas de

substituição de 5% e 10%.

No entanto, em comparação com os valores obtidos na investigação já referida no capítulo 4.3, em que

foram utilizados resíduos do tratamento de rochas ornamentais [57], verifica-se que, apesar de estes

possuírem uma superfície específica superior (superfície específica de Blaine de 7128 cm2/g),

permitiram uma maior redução na relação a/c e até uma taxa de substituição mais elevada. Neste

estudo verificou-se que a taxa de substituição de agregado fino por resíduos de 10% permitiu obter

uma redução na relação a/c de 0,36 (composição de referência) para 0,32. A forma e textura dos

resíduos provenientes do corte de GFRP podem então não ser tão favoráveis (arredondadas) como as

dos resíduos utilizados nessa investigação.

Pode ser colocada a hipótese de a relação a/c não ter diminuído tanto como se poderia prever devido

ao facto de se terem substituído materiais com granulometrias diferentes e disso poder alterar de forma

prejudicial a curva granulométrica da mistura. Outra explicação pode ser a de nestes resíduos estarem

incluídas fibras de vidro. Estas partículas poderão apresentar uma forma cilíndrica que reduz

significativamente a trabalhabilidade [61]. Como se referiu no capítulo 4.3, foram verificadas reduções

de cerca de 100 mm no abaixamento, entre uma composição de referência e uma composição com

substituição de 10% do agregado fino por resíduos ultrafinos de fibras de vidro [61].

6.2. Propriedades do betão no estado endurecido

Apresentam-se de seguida, os resultados relativos aos ensaios do betão no estado endurecido. Estes

comportam dois tipos de propriedades do material: as relacionadas com a durabilidade e as mecânicas.

6.2.1. Propriedades relacionadas com a

O quadro 6-2 apresenta as propriedades relacionadas com a durabilidade,

absorção por imersão, a absorção por capilaridade

resistência à abrasão. São apresentados os valores médios bem como o desvio padrão associado a

cada um desses valores. No anexo B apresentam

bem como as medições relativas a etapas intermédias dos ensaios.

Quadro 6-2: Propriedades do betão no estado endurecido relacionadas com a durabilidade

Composição B0


Ai (%) 12,9 ± 0,04

Variação (%) -


(g/mm2)

Provetes 5×5×10 cm3

3h 1,67E-03±0,25

6h 2,27E-03±0,17

24h 3,79E-03±0,22

48h 4,38E-03±0,21

72h 4,52E-03±0,31

Resistência à abrasão

Δ e (mm) 1,37 ± 0,19

Variação (%) -

6.2.1.1. Absorção por imersão

A figura 6-4 permite observar a tendência

composições com incorporação crescente

os valores médios, bem como o desvio padrão

Figura 6-4

y = -0,0009x

12,0

12,5

13,0

13,5

14,0

14,5

15,0

15,5

16,0

16,5

0 5

Ab

sorç

ão p

or

ime

rsão

(%

)

ZONA I


6-5

relacionadas com a durabilidade

apresenta as propriedades relacionadas com a durabilidade, em que

absorção por imersão, a absorção por capilaridade e a perda de espessura, relativa ao ensaio da

São apresentados os valores médios bem como o desvio padrão associado a

cada um desses valores. No anexo B apresentam-se os resultados obtidos para cada um dos provetes

bem como as medições relativas a etapas intermédias dos ensaios.

: Propriedades do betão no estado endurecido relacionadas com a durabilidade

B5 B10

0,04 12,7 ± 0,12 13,6 ± 0,23 14,8

-1,9 +5,4

0,25E-03 1,37E-03±0,33E-03 1,46E-03±0,15E-03 1,65E-03±

0,17E-03 1,87E-03±0,25E-03 1,94E-03±0,11E-03 2,09E-03±

0,22E-03 3,18E-03±0,25E-03 3,02E-03±0,14E-03 3,82E-03±

0,21E-03 4,30E-03±0,27E-03 3,99E-03±0,27E-03 4,85E-03±

0,31E-03 4,96E-03±0,17E-03 4,65E-03±0,41E-03 5,43E-03±

0,19 1,94 ± 0,25 1,73 ± 0,21 1,88

+41,6 +26,1

a tendência dos valores da absorção de água por imersão

crescente de resíduos provenientes do corte de GFRP.

desvio padrão.

4: Absorção por imersão em função da taxa de substituição

0,0009x3 + 0,036x2 - 0,1999x + 12,916R² = 0,9996

10 15 20


ZONA II ZONA III


em que se incluem a

e a perda de espessura, relativa ao ensaio da

São apresentados os valores médios bem como o desvio padrão associado a

se os resultados obtidos para cada um dos provetes

: Propriedades do betão no estado endurecido relacionadas com a durabilidade

B15 B20

14,8 ± 0,03 15,9 ± 0,17

+14,8 +22,7

03±0,10E-03 1,95E-03±0,08E-03

03±0,12E-03 2,58E-03±0,03E-03

03±0,18E-03 4,40E-03±0,23E-03

03±0,30E-03 5,20E-03±0,34E-03

03±0,39E-03 5,91E-03±0,64E-03

1,88 ± 0,05 2,15 ± 0,32

+37,4 +57,2

da absorção de água por imersão, para as

de GFRP. Apresentam-se

20

Média

Curva de regressão


6-6

A absorção por imersão é uma propriedade que se relaciona significativamente com a porosidade do

betão. Como seria expectável, face aos resultados obtidos no comportamento no estado fresco, a

composição B5 sofreu uma redução na absorção por imersão. Este comportamento indicia uma

microestrutura do betão menos porosa, decorrente da redução da relação a/c.

Diferenciando três zonas de comportamento de acordo com o realizado na apresentação dos

resultados relativos à relação a/c, observaram-se os seguintes resultados para a absorção por imersão:

� ZONA I: A diminuição da relação absorção por imersão revela, para o betão com taxas de

incorporação de resíduos provenientes do corte de GFRP de 0% a 5%, uma estrutura menos

porosa e, consequentemente, um melhor desempenho destas composições no que se refere à

durabilidade. A diminuição da porosidade está relacionada com a diminuição da relação a/c,

redução esta que se pode explicar devido à melhoria da trabalhabilidade induzida pelos

resíduos.

� ZONA II: Nas composições com taxa de substituição compreendida entre 5% e 10%

observou-se uma tendência crescente da absorção por imersão com a quantidade de resíduos

introduzidos sendo que, para a composição B10, observou-se mesmo um aumento da

absorção por imersão, em relação à composição de referência.

� ZONA III: A partir da taxa de substituição de 10% a absorção por imersão aumenta

significativamente com a quantidade de resíduos introduzidos. Este resultado era previsível

face ao incremento da água de amassadura para manter a trabalhabilidade das composições

enquadradas nesta zona.

A introdução de resíduos introduz melhorias na porosidade, conforme se constata através dos

resultados da composição B5. Contudo, para teores de incorporação superiores (B10 a B20), é

possível identificar um efeito nocivo a esta propriedade. A figura 6-5, que apresenta a variação da

relação a/c e da absorção por imersão em relação à composição de referência, permite ilustrar este

efeito.

Para o caso da composição B10, com a mesma relação a/c do B0, a absorção por imersão sofreu um

aumento de 5,4% ou, por outras palavras, houve um prejuízo no que se refere à estrutura porosa do

betão.

Não se verificou então o adensamento da microestrutura do betão na composição B10, face ao que

seria previsível relativamente a outras investigações, em que a incorporação de partículas ultrafinas

tem efeitos benéficos na diminuição da porosidade, em consequência do aumento dos pontos de

nucleação. Pelo contrário, pode-se referir que os resíduos do corte de GFRP tiveram até um efeito

prejudicial na porosidade do betão para as composições com taxa superior e igual a 10%.

Figura 6-5: Variação da absorção por imersão, ambas em função da taxa de substituição

6.2.1.2. Absorção por capilaridade

A figura 6-6 ilustra a absorção de água por capilaridade

contacto com a água.

Figura 6-6: Absorção por capilaridade dos

Constata-se desde já que, para qualquer

uma taxa superior nas primeiras horas de contacto com

longo do tempo.

-25%

-20%

-15%

-10%

-5%

0%

5%

10%

15%

20%

25%

0 5

Var

iaçã

o e

m r

ela

ção

ao

val

or

de

re

ferê

nci

aZONA I

3 60,0E+00

1,0E-03

2,0E-03

3,0E-03

4,0E-03

5,0E-03

6,0E-03

7,0E-03

Ab

sorç

ão p

or

cap

ilari

dad

e (

g/m

m2 )


6-7

: Variação percentual, em relação à composição de referência, da relação a/c e da absorção por imersão, ambas em função da taxa de substituição


ilustra a absorção de água por capilaridade em função do tempo de permanência em

: Absorção por capilaridade dos provetes 5×5×10 cm3, em função do tempo de permanência em contacto com a água

que, para qualquer composição, a absorção de água por capilaridade ocorre

nas primeiras horas de contacto com a água, diminuindo o gradiente de absorção ao

10 15 20Taxa de substituição (%)

ZONA II ZONA III

24 48Tempo (h)


percentual, em relação à composição de referência, da relação a/c e

em função do tempo de permanência em

função do tempo de permanência em contacto com a água

, a absorção de água por capilaridade ocorre a

diminuindo o gradiente de absorção ao

20

a/c


72

B0

B5

B10

B15

B20


6-8

Repare-se que as composições B15 e B20 têm um desempenho que, em geral, é claramente pior do

que o das restantes composições, resultado plausível uma vez que, naquelas composições, houve um

aumento significativo da relação a/c.

Refira-se no entanto, que para os períodos iniciais (3 e 6 horas), os valores da absorção por

capilaridade da composição B0 foram superiores aos de diversas composições com incorporação de

GFRP (exceptuando a composição B20), tendência que se foi atenuando com o aumento do período

de contacto com a água.

Apesar de ficar patente um aumento da absorção por capilaridade para taxas de substituição

superiores, tendência que seria expectável, para taxas mais reduzidas e sobretudo para os períodos

iniciais, a tendência que se esperaria, face aos resultados para a relação a/c e para a absorção por

imersão, não é tão clara. A figura 6-7 permite ilustrar melhor este aspecto. Esta apresenta a absorção

por capilaridade para cada período, mas agora em função da taxa de substituição de GFRP.

Figura 6-7: Absorção por capilaridade dos provetes 5×5×10 cm3, em função da taxa de substituição

Para os períodos de 3 e 6 horas observa-se, de facto, uma melhoria na absorção por capilaridade da

composição B5, aumentando este valor para as composições com uma taxa de substituição superior.

Este resultado está de acordo com os obtidos para o estado fresco (redução na relação a/c) e com a

absorção por imersão (redução na Ai).

No entanto, a composição B10 apresenta, para todos os períodos exceptuando as 72 horas, valores

inferiores aos da composição de referência, não sendo esta tendência expectável uma vez que houve

um aumento da porosidade para esta composição (aumento na absorção por imersão). Apesar disso,

este resultado para a composição B10, que não está de acordo com os resultados obtidos para a

absorção por imersão, fica menos acentuado quanto maior o tempo de exposição à água.

0,00E+00

1,00E-03

2,00E-03

3,00E-03

4,00E-03

5,00E-03

6,00E-03

7,00E-03

0 5 10 15 20

Ab

sorç

ão p

or

cap

ilari

dad

e (

g/m

m2 )


AC3h

AC6h

AC24h

AC48h

AC72h


6-9

As variações entre as composições B5 e B10 também não estão de acordo com os resultados para a

relação a/c e a absorção por imersão, uma vez que, apesar de para os períodos de 3 e 6 horas a

composição B10 ter tomado valores superiores aos da composição B5, para períodos superiores foi a

composição B5 a tomar superiores valores da absorção por capilaridade. Refira-se ainda que, para o

período de 72 horas, a absorção por capilaridade da composição B5 não tomou a mesma tendência

revelada para os períodos anteriores, tendo sido obtido um valor de absorção por capilaridade superior

ao da composição de referência.

Como já se referiu, os provetes ensaiados não cumpriam com o volume mínimo exigido pela

especificação LNEC E393 [85]. Além deste aspecto, os provetes foram obtidos através do corte de

provetes já submetidos a imersão e a secagem (após o ensaio da absorção por imersão). Por esta

razão, a informação relativa à estrutura porosa do betão não é tão fiável como a fornecida pelo ensaio

da absorção de água por imersão. No entanto, entendeu-se que a informação fornecida pelo presente

ensaio não é desprezável. Pelo contrário, permite observar que a absorção por capilaridade tem uma

tendência crescente com a taxa de substituição para as composições com taxas de incorporação de

resíduos provenientes do corte de GFRP mais elevadas.

6.2.1.3. Resistência à abrasão

O comportamento do betão, no que se refere a esta propriedade, seguiu uma tendência desfavorável

com o incremento de resíduos incorporados, ou seja, houve um aumento da perda de espessura. Esta

tendência foi praticamente linear, como se pode observar na figura 6-8, em que se apresentam os

valores médios da perda de espessura e os desvios padrão.

Figura 6-8: Perda de espessura por abrasão após quatro ciclos em função da taxa de substituição

O coeficiente de correlação (R2) obtido para a curva de tendência dos valores da perda de espessura

por abrasão foi, de entre as propriedades avaliadas, aquele que tomou o valor mais reduzido. A

y = 0,0302x + 1,5133R² = 0,669

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

0 5 10 15 20

Pe

rda

de

esp

ess

ura

, Δe

(m

m)


Média

Curva de regressão


6-10

explicação para tal prende-se com o facto de a perda de espessura da composição B5 ter tomado um

valor superior ao que seria esperado face à tendência encontrada, valor que até foi superior ao da

composição B10. No entanto, apesar de a correlação diminuir, toma-se como válida uma tendência

linear.

De acordo com Coutinho [54] a resistência à abrasão é a propriedade do betão que mais diminui

quando o teor de partículas muito finas aumenta. Outras investigações [68] comprovam resultados

semelhantes aos obtidos neste estudo, ou seja, uma tendência crescente linear da perda de espessura

por abrasão quando o teor de partículas ultrafinas aumenta. Pode-se então referir que, no que se refere

ao desgaste por abrasão, os valores obtidos para a perda de espessura tomaram uma tendência que

vai de encontro ao comportamento de betões com partículas ultrafinas.

6.2.2. Propriedades mecânicas

Os resultados obtidos para as propriedades mecânicas ensaiadas são apresentados no quadro 6-3.

Apresenta-se igualmente a relação a/c, de forma a ser possível observar a relação entre este

parâmetro e os valores das tensões de rotura à compressão e à tracção e do módulo de elasticidade.

Da mesma forma que para as propriedades relacionadas com a durabilidade, apresentam-se os

valores médios e os desvios padrão associados, estando disponíveis, no anexo B, os resultados

obtidos para cada provete.

Quadro 6-3: Propriedades do betão no estado endurecido: Propriedades mecânicas


a/c 0,40 0,39 0,40 0,42 0,46


aos 28 dias

fcm,28d (MPa) 65,7 ± 2,55 53,0 ± 3,84 51,1 ± 0,34 45,4 ± 0,94 34,5 ± 3,15

Variação - -19,4 % -22,2 % -30,9 % -47,5 %


aos 240 dias

fcm,240d (MPa) 72,3 ± 1,47 62,8 ± 2,99 63,3 ± 4,42 54,8 ± 6,54 55,3 ± 1,24

Variação - -13,1 % -12,4 % -24,2 % -23,6 %

Resistência à tracção aos

28 dias

fctm,28d (MPa) 3,42 ± 0,03 3,33 ± 0,44 3,20 ± 0,16 2,28 ± 0,10 1,82 ± 0,07

Variação - -2,7 % -6,5 % -33,5 % -46,9 %

Módulo de elasticidade

aos 28 dias

Ecm,28d (GPa) 41,7 ± 1,35 40,5 ± 0,57 35,8 ± 0,35 32,3 ± 1,31 28,6 ± 0,92

Variação - -3,0 % -14,1 % -22,6 % -31,5 %

6.2.2.1. Resistência à compressão

Antes de mais, observando o valor obtido para a resistência à compressão aos 28 dias da composição

de referência (65,7 MPa), verifica-se que se ultrapassou de forma significativa o intervalo esperado

(entre 45 MPa a 52 MPa) definido no anexo A, relativo ao cálculo do betão. No entanto, como referido

no mesmo anexo, observou-se que as curvas propostas por Nepomuceno e pelo ACI [87] já não


6-11

apresentavam valores da resistência à compressão muito próximos entre si, para esta gama de valores

reduzidos da relação a/c. Ou seja, não é possível afirmar à partida, naturalmente, qual será o valor da

tensão de rotura à compressão, partindo apenas da relação a/c. Outra explicação pode estar no facto

de se terem utilizado equações [87] que exprimem a resistência à compressão em função da relação

a/c, obtidas através de resultados experimentais de composições que tinham no mínimo uma relação

a/c de 0,41. Uma vez que a composição B0 tinha uma relação a/c de 0,40 a aplicação destas

expressões poderá já não ter tanta validade.

A figura 6-9 apresenta a variação da resistência à compressão aos 28 dias com a incorporação dos

resíduos. Como se pode observar, verificou-se uma tendência decrescente quase linear à medida que

a taxa de substituição foi crescendo.

Figura 6-9: Resistência à compressão aos 28 dias em função da taxa de substituição

As variações na relação a/c, na resistência à compressão aos 28 dias e na absorção por imersão

(como o intuito de relacionar com a estrutura porosa do betão) são apresentadas na figura 6-10.

Em correspondência com a relação a/c e a absorção por imersão, distinguiram-se três zonas de

comportamento:

� ZONA I: Observou-se, entre as composições B0 e B5, que apesar de ter havido uma melhoria

da estrutura porosa (diminuição da absorção por imersão), ocorreu uma redução de 19,4% na

resistência à compressão aos 28 dias.

� ZONA II: Nesta zona, entre as taxas de substituição de 5% e 10%, houve também uma

diminuição da resistência à compressão aos 28 dias, mas segundo um gradiente muito menor.

A variação entre as resistências à compressão aos 28 dias de idade das composições B5 e

B10 foi apenas de 4%.

y = -1,3987x + 63,906R² = 0,9455

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

0 5 10 15 20

f cm

, 28d

(MP

a)


Média

Curva de regressão

Viabilidade da reutilização de resíduos finos provenientes do corte

� ZONA III: A partir da taxa de sub

diminui com a quantidade de resíduos introduzidos. As composições B15 e B20 sofreram

reduções de 30,9% e 47,5%, respectivamente.

Figura 6-10: Variação percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição: resistência à compressão

Em relação às composições B15 e B20,

podem ser explicadas pelo aumento

específica dos resíduos. No entanto, para as com

especialmente nesta última, poder

em relação à composição de referência ou

elevado. Esperar-se-iam estes valores face às variações na relação a/c e na absorção por imersão.

Já se tinha concluído que os resíduos

(redução da absorção por imersão)

estado da arte, implicações negativas na porosidade

(variação positiva da absorção por imers

aumento da porosidade e da continuidade entre poros pode estar na origem da redução da tensão de

rotura à compressão aos 28 dias

No entanto, a mesma justificação não é possível

de 5%, uma vez que, apesar de os resíduos poderem ter efeitos negativos na porosidade, permitiram

reduzir a água de amassadura e

absorção por imersão, houve uma melhoria da estrutura porosa do betão. No entanto

nenhum aumento na tensão de rotura à compressão, pelo contrário houve uma redução bastante

significativa (praticamente 20%).

-19,4%

-50%

-40%

-30%

-20%

-10%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

0 5

Var

iaçã

o e

m r

ela

ção

ao

ao

val

or

de

re

ferê

nci

a

ZONA I

resíduos finos provenientes do corte de GFRP na produção de betões

6-12

: A partir da taxa de substituição de 10%, a resistência à compressão aos 28 dias


reduções de 30,9% e 47,5%, respectivamente.

Variação percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição: resistência à compressãoaos 28 dias de idade

Em relação às composições B15 e B20, as diminuições na resistência à compressão

aumento da água de amassadura, decorrente da elevada superfície

específica dos resíduos. No entanto, para as composições com substituição de 10

poder-se-ia esperar um acréscimo no valor da resistência à compressão

o à composição de referência ou, pelo menos, que não houvesse um decréscimo tão

estes valores face às variações na relação a/c e na absorção por imersão.

que os resíduos utilizados, apesar de melhorarem a p

(redução da absorção por imersão) tiveram, contrariamente a várias investigações apresentadas no

implicações negativas na porosidade da composição com taxa de substituição de 10%

bsorção por imersão e nula da relação a/c, para a composição B10

da continuidade entre poros pode estar na origem da redução da tensão de

aos 28 dias para a composição B10.

No entanto, a mesma justificação não é possível para a composição com teor de substituição de areia


reduzir a água de amassadura e, consequentemente, como ficou claro a partir da diminuição da

imersão, houve uma melhoria da estrutura porosa do betão. No entanto


.

-22,2%

-30,9%

-47,5%


ZONA II ZONA III

na produção de betões

stituição de 10%, a resistência à compressão aos 28 dias


Variação percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição: resistência à compressão

as diminuições na resistência à compressão aos 28 dias

, decorrente da elevada superfície

posições com substituição de 10% e 5%,

resistência à compressão

não houvesse um decréscimo tão

estes valores face às variações na relação a/c e na absorção por imersão.

, apesar de melhorarem a porosidade na zona I

contrariamente a várias investigações apresentadas no

da composição com taxa de substituição de 10%

para a composição B10). Esse

da continuidade entre poros pode estar na origem da redução da tensão de

para a composição com teor de substituição de areia


consequentemente, como ficou claro a partir da diminuição da

imersão, houve uma melhoria da estrutura porosa do betão. No entanto, não se verificou


20

Ai

a/c

fctm,28d

Ecm,28d

fcm,28d


6-13

O facto de a composição B5 se apresentar com densidade superior (menos poros e poros menos

comunicáveis entre si) e, apesar disso, sofrer um decréscimo na resistência à compressão aos 28 dias,

leva à consideração de que existe outro efeito negativo decorrente da introdução dos resíduos não

envolvido com a variação da porosidade. Por outro lado, o facto de nas restantes propriedades

mecânicas (resistência à tracção e módulo de elasticidade) da composição B5 as variações terem sido

praticamente nulas, leva a crer que esse efeito está ligado principalmente à resistência à compressão.

Observe-se agora a XXX, que apresenta as variações na resistência à compressão aos 28 e aos 240

dias de idade. Tal como para a idade de 28 dias, a resistência à compressão aos 240 dias de idade

sofreu uma redução linear com a taxa de substituição. No entanto, a curva de regressão para os 240

dias de idade apresenta um gradiente significativamente menor. Ou seja, uma vez que as reduções,

em relação à composição de referência, foram significativamente menores para a idade mais

avançada, é possível referir que o efeito negativo identificado afecta a resistência à compressão

principalmente em idades mais jovens, ou seja, afecta o endurecimento do betão.

Figura 6-11: Variação em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição: resistência à compressão aos 28 e

aos 240 dias de idade

6.2.2.2. Resistência à tracção

A tensão de rotura do betão à tracção, medida através de um ensaio de compressão diametral, seguiu,

tal como a resistência à compressão, uma tendência linear decrescente com o aumento do teor de

substituição (figura 6-12).

Analisando os valores obtidos para a tensão de rotura à tracção em termos absolutos é de referir que,

para a composição de referência, se obteve um valor de resistência à tracção menor do que o

esperado face ao valor obtido para a resistência à compressão aos 28 dias.

R² = 0,9455

R² = 0,863

-50%

-40%

-30%

-20%

-10%

0%

0 5 10 15 20

Var

iaçã

o e

m r

ela

ção

ao

val

or

de

re

ferê

nci

a


fcm,28d

fcm,240d

Curva de regressão (fcm,28d)Curva de regressão (fcm,240d)


6-14

De acordo com o EC2 [88], os valores médios das resistências à compressão e à tracção aos 28 dias

de betões de classe superior a C50/60 podem ser relacionadas por intermédio da seguinte expressão:

f=>? � 2,12 � ln B1 Cf=?10 DE (6-1)

A partir do valor obtido para a resistência à compressão aos 28 dias, a composição de referência

deveria apresentar, de acordo com a equação 6-1, uma tensão de rotura à tracção de 4,3 MPa, valor

cerca de 25% superior ao valor medido. A diferença pode ser uma indicação de que os agregados não

possuem a distribuição granulométrica mais adequada, isto é, entre as curvas granulométricas do

agregado grosso e da areia 2 (mais grossa) existe uma descontinuidade granulométrica e, por outro

lado, as duas areias têm distribuições demasiado próximas. Este aspecto já tinha sido abordado

relativamente ao cálculo do betão de referência.

Figura 6-12: Resistência à tracção aos 28 dias em função da taxa de substituição

Os valores obtidos em termos da proporção ao valor de referência, com vista a se poder quantificar o

impacto da incorporação dos resíduos na resistência à tracção do betão, estão apresentados na figura

6-13.

Analisando as três zonas de comportamento diferenciadas de acordo com os resultados para a relação

a/c, reúnem-se os seguintes resultados:

� ZONA I: Observou-se, entre as composições de referência e aquela com taxa de substituição

de 5%, uma redução na resistência à tracção (2,7%) muito menor que a redução para a

resistência à compressão aos 28 dias de idade (19,4%).

� ZONA II: Nesta zona, entre as composições com taxa de substituição de 5% e 10%, houve

também uma redução da resistência à tracção mas, novamente, uma redução muito pequena.

A variação entre as composições B0 e B10 foi apenas de 6,5%.

y = -0,0853x + 3,661R² = 0,8797

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

0 5 10 15 20

f ctm

, 28d

(Mp

a)


Média

Curva de regressão

� ZONA III: No intervalo de 10% a 20%, para a taxa de s

reduções em relação à composição de referência, com os valores de 33,5% e 46,9% para as

composições B15 e B20, respectivamente.

Figura 6-13: Variação percentual em r

Para as composições B5 e B10,

significativas. No entanto, refira

mecânicas, consequente à introdução dos resíduos

aumento da porosidade, uma vez que a composição B5 provou ser mais densa e

menor tensão de rotura à tracção.

Uma vez mais, as reduções na tensão de rotura à tracção nas

substituição são explicadas não só pel

propriedades mecânicas das composições com menor taxa de incorporação, como também do

aumento da relação a/c e das suas consequências na porosidade

6.2.2.3. Módulo de elasticidade

Não se distinguindo das restantes propriedades mecânicas, o módulo de elasticidade seguiu

igualmente uma tendência linear decrescente com o acréscimo de resíduos introd

ilustra esta disposição.

Deve-se notar ainda que esta foi a propriedade que apresentou maior coeficiente de correlação

seja, é a propriedade cuja tendência linear se aproxima melhor dos valores experimentais obtidos.

-2,7%

-50%

-40%

-30%

-20%

-10%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

0 5

Var

iaçã

o e

m r

ela

ção

ao

ao

val

or

de

re

ferê

nci

a

ZONA I


6-15

: No intervalo de 10% a 20%, para a taxa de substituição, verificaram


composições B15 e B20, respectivamente.

em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição

ara as composições B5 e B10, onde não houve aumento da relação a/c, as reduções não foram

, refira-se uma vez mais que existe um efeito nega

consequente à introdução dos resíduos. Este efeito não está só relacionado com o

aumento da porosidade, uma vez que a composição B5 provou ser mais densa e

menor tensão de rotura à tracção.

reduções na tensão de rotura à tracção nas composições com 15% e com 20

explicadas não só pelos efeitos negativos que os resíduos prova

composições com menor taxa de incorporação, como também do

e das suas consequências na porosidade.

das restantes propriedades mecânicas, o módulo de elasticidade seguiu

igualmente uma tendência linear decrescente com o acréscimo de resíduos introd

se notar ainda que esta foi a propriedade que apresentou maior coeficiente de correlação


-6,5%

-33,5%

-46,9%


ZONA II ZONA III


ubstituição, verificaram-se as maiores


elação ao valor de referência, em função da taxa de substituição: resistência à tracção

a relação a/c, as reduções não foram

uma vez mais que existe um efeito negativo nas propriedades

não está só relacionado com o

aumento da porosidade, uma vez que a composição B5 provou ser mais densa e, no entanto, ter

composições com 15% e com 20% de

os efeitos negativos que os resíduos provaram ter nas

composições com menor taxa de incorporação, como também do

das restantes propriedades mecânicas, o módulo de elasticidade seguiu

igualmente uma tendência linear decrescente com o acréscimo de resíduos introduzidos. A figura 6-14

se notar ainda que esta foi a propriedade que apresentou maior coeficiente de correlação, ou


20

Ai

a/c

Ecm,28d

fcm,28d

fctm,28d

Viabilidade da reutilização de resíduos finos provenientes do corte

Figura 6-14: Módulo de elasticidade aos 28 dias

Ao contrário da tensão de rotura à tracção, a

a resistência à compressão com

obtido para a composição B0. A expressão é a seguinte:

De facto, de acordo com a equação

idade, de 65,7 MPa, corresponde o valor de 38,7 GPa

apenas cerca de 7% inferior ao valor obtido

Tal como já fora apresentado para as restantes propriedades mecânicas, a

variações dos valores do módulo de elasticidade

também as restantes propriedades mecânicas, a relação a/c e a absorção por imersão (re

com a porosidade).

Figura 6-15: Variação percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

35,0

40,0

45,0

50,0

0 5

Ecm

, 28d

(Gp

a)

-3,0%

-50%

-40%

-30%

-20%

-10%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

0 5

Var

iaçã

o e

m r

ela

ção

ao

ao

val

or

de

re

ferê

nci

a

ZONA I

resíduos finos provenientes do corte de GFRP na produção de betões

6-16

: Módulo de elasticidade aos 28 dias em função da taxa de substituição

ão de rotura à tracção, a equação 6-2, apresentada pelo EC2

com o módulo de elasticidade, forneceu um valor relativamente

obtido para a composição B0. A expressão é a seguinte:

De facto, de acordo com a equação 6-2, para uma tensão de rotura à compressão

corresponde o valor de 38,7 GPa para o módulo de elasticidade, valor que é

% inferior ao valor obtido experimentalmente (41,7 GPa).

apresentado para as restantes propriedades mecânicas, a

dos valores do módulo de elasticidade em relação ao valor de referência, incluindo

as restantes propriedades mecânicas, a relação a/c e a absorção por imersão (re

percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição

y = -0,6893x + 42,653R² = 0,9787

10 15Taxa de substituição (%)

3,0%-14,1% -22,6%

-31


ZONA II ZONA III

na produção de betões

em função da taxa de substituição

EC2 [88], e que relaciona

relativamente próximo ao

(6-2)

tensão de rotura à compressão, aos 28 dias de

para o módulo de elasticidade, valor que é

apresentado para as restantes propriedades mecânicas, a figura 6-15 ilustra as

em relação ao valor de referência, incluindo-se

as restantes propriedades mecânicas, a relação a/c e a absorção por imersão (relacionada

percentual em relação ao valor de referência, em função da taxa de substituição: módulo de elasticidade

20

Média

Curva de regressão

31,5%

20

Ai

a/c

fctm,28d

fcm,28d

Ecm,28d


6-17

De seguida descrevem-se os principais resultados, para cada uma das zonas de comportamento

definidas:

� ZONA I: De forma similar aos resultados obtidos para a resistência à tracção por compressão

diametral, a redução no módulo de elasticidade entre a composição de referência e a

composição B5 foi muito reduzida (3%).

� ZONA II: Nesta zona, que compreende as composições com taxas de substituição entre 5% e

10%, a redução no módulo de elasticidade deu-se a um gradiente superior, tendo a

composição B10 sofrido uma redução de 14,1%.

� ZONA III: Em concordância com as tendências observadas para as restantes propriedades

mecânicas observaram-se, nesta zona, variações mais significativas no módulo de

elasticidade. Estas variações foram de 33,5% e 46,9% para as composições B15 e B20,

respectivamente. Refira-se ainda que apesar de, nesta zona, se terem verificado reduções para

todas as propriedades mecânicas, o módulo de elasticidade foi aquela onde esta variação

tomou menor valor.

Capítulo 7. Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros

7-1

7. Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos

futuros

7.1. Conclusões

Os materiais FRP apresentam reduzido peso próprio, facilidade em realizar qualquer forma

pretendida, elevado desempenho mecânico, térmico e eléctrico e uma elevada durabilidade. Por

estas razões, a sua utilização tem vindo a crescer num grupo vasto de aplicações onde se incluem as

indústrias da construção, da aeronáutica, a indústria automóvel, entre outras. A esta crescente

utilização vem associado, inevitavelmente, um aumento do volume de resíduos destes materiais.

Estes materiais compósitos são constituídos por fibras de reforço embebidas numa matriz polimérica,

cujo constituinte principal é resina. As resinas podem-se classificar em termoplásticas e

termoendurecíveis. As resinas termoendurecíveis são as mais utilizadas pois apresentam melhor

qualidade e permitem maior velocidade de produção. No entanto, a sua reciclagem é um processo

complicado pois, ao contrário das termoplásticas, não podem ser derretidas e novamente moldadas.

Os resíduos FRP, particularmente os de natureza termoendurecível, constituem então um problema

no que se refere às soluções pós-utilização, já que, as suas elevadas propriedades mecânicas e a

sua natureza fibrosa dificultam as formas usuais de reciclagem a partir de processos mecânicos ou

térmicos. Por esta razão, actualmente, a maioria destes resíduos acabam depositados em aterro.

Esta é a pior solução de acordo com a pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos, ou seja, é

aquela que se apresenta como menos sustentável.

A necessidade de aumentar a sustentabilidade dos materiais FRP associada ao aumento das taxas

de deposição em aterro e às vantagens económicas e ambientais inerentes aos níveis superiores da

pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos, como a reciclagem e a reutilização, fazem com que

estas soluções sejam cada vez mais procuradas.

A reutilização dos resíduos FRP em substituição de agregados, no betão, surge como uma alternativa

que pode proporcionar uma solução para o problema da deposição em aterro dos resíduos,

fornecendo uma aplicação sustentável dos mesmos, uma vez que permite ainda reduzir o elevado

consumo de produtos naturais associado à produção do betão. Além disso, enquadra-se a um nível

mais vantajoso que a reciclagem uma vez que, para sua aplicação, os resíduos não necessitam de

qualquer tratamento.


7-2

7.1.1. Conclusões relativas à utilização de agregados grossos de GFRP

Numa fase inicial, com o objectivo de estudar a viabilidade da utilização dos resíduos de materiais

FRP em betão, foram recolhidos resíduos de peças de GFRP, na empresa STEP. Estas peças

incluem perfis pultrudidos e alguns elementos moldados, como gradis.

A primeira etapa deste estudo compreendeu, então, uma investigação bibliográfica e uma tentativa

experimental de obter agregados grossos a partir da reciclagem mecânica, através de dois

equipamentos distintos. Nesta etapa preliminar retiraram-se as seguintes conclusões:

� Na pesquisa bibliográfica verificou-se que os granuladores que actuam no material através do

impacto ou compressão não permitem obter bons resultados com materiais FRP. Os

equipamentos que actuam através do corte, como os fragmentadores de lâminas ou dentes

são aqueles que revelam maior sucesso para a granulação de materiais FRP;

� Foram testados dois granuladores de dentes cuja diferença assentou na forma do rotor: um

deles apresentava uma forma cilíndrica enquanto que o outro apresentava uma forma de

hélice. Em concordância com resultados recolhidos na pesquisa bibliográfica, o material

obtido através da granulação compreendia partículas de forma alongada e material de

dimensão fíler (dimensão inferior a 63 µm);

� A incorporação das partículas obtidas como agregados grossos no betão iria conferir ao

mesmo um comportamento anisotrópico, ou seja, não se iria observar o mesmo

comportamento em todas as direcções. Por esta razão, concluiu-se que as experiências

realizadas não permitiam a obtenção de agregados grossos de qualidade.

7.1.2. Conclusões relativas à caracterização dos resíduos ultrafinos provenientes do corte

de GFRP

Face aos resultados obtidos na primeira etapa do estudo decidiu-se estudar a viabilidade da

substituição de agregado fino (areia) por resíduos de GFRP gerados no corte deste material. Estes

resíduos são recolhidos em sacos, por intermédio de aspiradores montados em cada serra. Não

sendo necessário qualquer processamento para a sua aplicação, a presente solução enquadra-se no

segundo nível da pirâmide da hierarquia da gestão de resíduos, ou seja, a reutilização.

Uma vez que estes resíduos são na sua maioria constituídos por partículas muito finas (dimensão

inferior a 63 µm) podem ser tratados como uma adição sem actividade pozolânica, ou seja, um fíler.


7-3

Relativamente à caracterização experimental dos resíduos estudados retiraram-se as seguintes

conclusões:

� A maioria das duas partículas são inferiores a 63 µm e a sua curva granulométrica aproxima-

se significativamente da curva granulométrica do cimento utilizado (cimento SECIL

CEM II/B-L 32,5 N);

� As suas características sugerem que pode ser utilizada como uma adição fíler;

� O resíduo apresenta uma elevada perda ao fogo (42,960%), devido à considerável

quantidade de matéria orgânica. Os principais constituintes deste material são o óxido de

silício (23,665%) e o óxido de alumínio (18,733%);

� A elevada quantidade de óxido de silício pode causar, a longo prazo, problemas no que se

refere às reacções expansivas álcalis-sílica, embora a confirmação desse aspecto não tenha

sido muito aprofundada (o ensaio acelerado em barra de argamassa poderia dar mais

informação no que se refere a este aspecto);

� A reduzida dimensão e a elevada quantidade de sílica deixam prever que este material pode

causar alguns riscos à saúde humana. Essa é uma das razões que leva à recolha destes

resíduos, logo no processo de corte, através de aspiradores montados nas serras;

� Os resíduos provenientes do corte de GFRP aplicados apresentam uma massa volúmica de

1,84 g/cm3 e uma superfície específica de Blaine de 5307 cm2/g.

7.1.3. Conclusões relativas à campanha experimental

O passo seguinte desta pesquisa foi o desenvolvimento de uma campanha experimental, em que

foram realizadas composições de betões com taxas de substituição de agregado fino por resíduos

provenientes do corte de GFRP até 20%. As taxas de substituição foram calculadas em relação à

totalidade dos agregados finos (areias 1 e 2) tendo sido o agregado mais fino (areia 1) aquele que foi

substituído. A trabalhabilidade do betão foi mantida constante para todas as composições, tendo-se

definido um intervalo para o abaixamento de 150 ± 10 mm. Para tal, aferiu-se a quantidade de água

de amassadura.

A campanha experimental compreendeu ensaios no estado fresco e no estado endurecido.


7-4

7.1.3.1. Conclusões relativas ao comportamento do betão no estado fresco

Relativamente aos ensaios realizados ao betão no estado fresco (massa volúmica no estado fresco e

necessidade de água de amassadura para manter o abaixamento constante), referem-se de seguida

os principais resultados obtidos:

� A massa volúmica no estado fresco diminuiu linearmente com o volume de resíduos

introduzidos. Esta era uma tendência esperada, uma vez que a massa volúmica dos resíduos

é cerca de 70% da massa volúmica do agregado substituído;

� Distinguiram-se três zonas de comportamento. Na zona I, entre a composição de referência e

a composição com 5% de incorporação de resíduos, houve uma diminuição da relação a/c de

0,4 para 0,39. Na zona II, que diz respeito ao intervalo para a taxa de substituição de 5% a

10%, houve um aumento da relação a/c. No entanto este parâmetro, ainda toma valores

inferiores ao da composição de referência. A relação a/c igualou o valor da composição de

referência para a composição com 10% de incorporação de resíduos provenientes do corte

de GFRP. A zona III compreende as composições com taxas de substituição de agregado

fino desde 10% a 20%. Verificou-se, nesta zona, um aumento significativo da relação a/c com

a taxa de substituição (valores de 0,42 e 0,46 para as composições B15 e B20,

respectivamente);

� Os resultados relativos à necessidade de água de amassadura estão de acordo com outras

investigações em que se verificou que, para taxas reduzidas, a dimensão, a forma e a textura

das partículas muito finas permite um aumento da trabalhabilidade (zona I). Por outro lado,

quando a taxa de substituição começa a aumentar, a elevada superfície específica dos

ultrafinos começa a exercer uma acção relevante no aumento da água de molhagem destas

partículas, apesar de este efeito ainda não ser preponderante sobre o efeito de melhoria da

trabalhabilidade (zona II). Por fim, para taxas elevadas, a elevada superfície específica dos

resíduos implica um aumento significativo da água de molhagem e, consequentemente, um

aumento da relação a/c (zona III);

� Apesar de se ter verificado a redução na relação a/c para a composição B5, essa redução foi

pequena por comparação com algumas investigações referidas no estado da arte. Contudo,

em algumas dessas investigações verificou-se que as partículas muito finas tinham superfície

específica superior à dos resíduos utilizados. Então, por comparação com essas

investigações e analisando apenas a superfície específica, os resíduos aplicados no presente

estudo deveriam permitir uma maior redução da água de amassadura e até uma taxa de

substituição mais elevada. Uma vez que se verificou o contrário, uma explicação pode ser a

de que, uma vez que se substituíram materiais com granulometrias diferentes, isso poderia

alterar de forma prejudicial a curva granulométrica da mistura. Outra explicação prende-se


7-5

com o facto de a forma e a textura dos resíduos provenientes do corte de GFRP poderem não

ser os mais adequados à melhoria da trabalhabilidade. A forma das partículas provenientes

das fibras de vidro pode ser uma justificação para este resultado. Noutros estudos verificou-

se que estas fibras têm uma forma cilíndrica e que isso implica uma diminuição significativa

do abaixamento;

� Em concordância com outras pesquisas relativas à incorporação de partículas muito finas no

betão, verificou-se um aumento crescente da viscosidade da mistura com a introdução deste

material.

7.1.3.2. Conclusões relativas ao comportamento do betão no estado endurecido

Os ensaios ao betão no estado endurecido compreenderam ensaios das propriedades relacionadas

com a durabilidade e ensaios das propriedades mecânicas.

De seguida, apresentam-se as conclusões relativas às propriedades relacionadas com a durabilidade,

onde se incluem a absorção por imersão, a absorção por capilaridade e a resistência ao desgaste por

abrasão:

� A absorção por imersão está directamente relacionada com a porosidade do betão que, por

sua vez, depende em larga escala da relação a/c. Verificou-se uma tendência decrescente da

absorção por imersão na zona I (zona na qual se tinha verificado também uma diminuição da

água de amassadura), tendo a composição B5 apresentado uma diminuição de 1,9% para

esta propriedade. Na zona II (entre os 5% e os 10% de substituição) a absorção por imersão

tomou uma tendência crescente, tendo ultrapassado mesmo o valor da composição de

referência (a absorção por imersão da composição B10 aumentou 5,4%). Por fim, na zona III

verificou-se, igualmente, uma tendência crescente com a taxa substituição, tal como se tinha

verificado para a relação a/c;

� A substituição de 5% do agregado fino por resíduos teve consequências positivas na

absorção por imersão e, consequentemente, na porosidade do betão. Contudo, no que se

refere à composição B10, houve um aumento da absorção por imersão, em relação à

composição de referência, apesar de não ter havido variação na relação a/c. Este resultado

indicia um efeito de aumento da porosidade da composição B10 não relacionado com a

variação da água de amassadura;

� As composições com superiores taxas de incorporação de resíduos provenientes do corte de

GFRP em substituição de areia revelaram uma tendência para ter superiores valores da

absorção por capilaridade;


7-6

� Verificou-se um aumento praticamente linear da perda de espessura por abrasão com o

aumento da quantidade de resíduos introduzida. Este resultado está de acordo com outras

investigações sobre ultrafinos, que apresentam esta propriedade do betão como sendo a

mais afectada pela introdução destas partículas.

As propriedades mecânicas ensaiadas compreenderam a tensão de rotura à compressão, a tensão

de rotura à tracção e o módulo de elasticidade. Relativamente a estes ensaios foi possível retirar as

seguintes conclusões:

� Foram diferenciadas três zonas de comportamento, de acordo com os resultados relativos à

variação da relação a/c;

� A zona I compreende o intervalo para a taxa de substituição entre 0% e 5% (relação a/c

tomou uma tendência decrescente). Observaram-se tendências decrescentes nas

propriedades mecânicas. Contudo, estas reduções foram muito pouco significativas na tensão

de rotura à tracção e no módulo de elasticidade, tendo a composição B5 sofrido diminuições

para estas propriedades de 2,7% e 3,0% respectivamente. Por outro lado, a resistência à

compressão aos 28 dias decresceu mais rapidamente. A redução nesta propriedade foi, para

a composição B5, de 19,4%;

� A zona II compreende o intervalo para a taxa de substituição entre 5% e 10% (relação a/c

tomou uma tendência crescente mas sempre com valores inferiores à composição B0). A

composição B10 não revelou uma grande redução da resistência à compressão aos 28 dias

em relação à composição B5 (as reduções foram, em relação às composições B5 e B0 de

3,6% e 22,2% respectivamente). A resistência à tracção não sofreu uma variação significativa

(6,5%, em relação à composição de referência). O módulo de elasticidade apresentou, em

relação à composição B0, uma redução de cerca de 14%;

� A zona III compreende o intervalo para a taxa de substituição entre 10% e 20% (houve

aumentos da relação a/c, em relação à composição B0, tendo este parâmetro tomado uma

tendência crescente com a quantidade de resíduos introduzida). As composições B15 e B20,

sofreram reduções significativas em todas as propriedades mecânicas. As tensões de rotura

à compressão aos 28 dias de idade das composições B15 e B20 diminuíram 30,9% e 47,5%,

respectivamente, por comparação com o betão de referência. O módulo de elasticidade foi a

propriedade mecânica menos afectada, com as reduções de 22,6% e 31,5%,

respectivamente, para as composições referidas;

� O facto de se ter observado que a composição B5 possuía uma menor absorção por imersão

do que a composição de referência (ou por outras palavras, densidade superior) e mesmo

assim ter havido reduções nas propriedades mecânicas, leva a crer que existe outra acção


7-7

negativa devido à introdução dos resíduos, para além da alteração da porosidade. Por outro

lado, o facto de a redução ter sido tão elevada para a resistência à compressão em relação

às restantes propriedades indicia que esta é a propriedade que mais sofre as consequências

negativas desse efeito.

� Os resultados da resistência à compressão aos 240 dias revelaram que, para esta idade, as

reduções na resistência à compressão das diferentes composições foram significativamente

menores. Esta tendência revela que o efeito negativo consequente à incorporação dos

resíduos que afecta as propriedades mecânicas, poderá estar a influenciar não tanto a

resistência à compressão, mas sim a curva de endurecimento do betão.

7.1.4. Conclusões gerais

� A composição B5, correspondente a substituição de 5% de resíduos provenientes do corte de

GFRP tem uma influência positiva nas propriedades do betão no estado fresco,

designadamente na trabalhabilidade, na viscosidade e na relação a/c.

� Esta mesma composição também apresentou uma melhoria na absorção por imersão.

� Relativamente às propriedades mecânicas, e também para a composição B5, o módulo de

elasticidade e a resistência á tracção têm reduções pouco significativas (3,0% e 2,7%) e a

resistência à compressão aos 28 dias de idade é mais afectada (redução de 19,4%).

� Apesar de serem necessários estudos mais aprofundados, concluiu-se assim que pode ser

viável reutilizar, em taxas reduzidas, resíduos provenientes do corte de GFRP em aplicações

não estruturais de betão cuja resistência à compressão não seja um requisito preponderante

como, por exemplo, betão arquitectónico ou placas de revestimento de pisos.

7.2. Perspectivas de desenvolvimentos futuros

Uma vez que a utilização de agregados de materiais FRP é uma matéria ainda muito pouco

estudada, as conclusões apresentadas relativamente a outros estudos foram relativamente escassas.

Em particular, em relação ao estudo da influência da incorporação de agregados de resíduos

provenientes do corte de GFRP (material de dimensão fíler) no betão, não se encontrou nenhuma

investigação na literatura.

Desta forma, a dissertação foi orientada seguindo outras investigações realizadas com o objectivo de

estudar a influência das partículas muito finas no comportamento do betão. Estas investigações

forneceram algumas indicações no que se refere aos resultados esperados. No entanto, uma vez que


7-8

os resíduos não são os mesmos, à partida não era possível estimar com precisão as tendências nas

propriedades do betão.

Neste contexto, foram realizados ensaios às propriedades mecânicas mais importantes e também a

propriedades relacionadas com a durabilidade, que permitiram obter um conhecimento mais profundo

relativamente às possibilidades técnicas da solução de utilização de agregados provenientes do corte

de GFRP em betões.

No entanto, refira-se que estes ensaios não são suficientes para se poder afirmar que se investigou

exaustivamente o comportamento do betão com estes resíduos. Para tal, as limitações temporais

impostas ao trabalho teriam de ser bastante superiores.

Ou seja, se por um lado ficaram ainda algumas dúvidas, particularmente em relação à origem dos

efeitos identificados no comportamento do betão decorrentes da introdução dos resíduos

provenientes do corte de GFRP, por outro lado, as limitações temporais impostas não permitiram a

realização de alguns ensaios que se consideram importantes.

No sentido de estudar de forma mais pormenorizada a utilização de agregados de GFRP em betão,

são apresentadas as seguintes propostas para um futuro desenvolvimento deste tema:

� No presente estudo decidiu-se, após as tentativas de obtenção de agregados grossos, que as

partículas obtidas não eram adequadas para aplicação no betão. Dessa forma avançou-se

com a aplicação dos resíduos provenientes do corte de GFRP. No entanto, não se deverá

desprezar por completo o material triturado e seria interessante estudar a influência da sua

incorporação no comportamento do betão;

� Analisar, por exemplo através de microscopia óptica, as características das zonas de

transição pasta‐agregados dos diferentes betões produzidos nesta campanha experimental,

uma vez que poder-se-ia assim tirar conclusões quanto à elevada redução na resistência à

compressão das composições com taxas de incorporação reduzidas;

� Proceder a um estudo mais pormenorizado acerca da influência dos resíduos provenientes do

corte de GFRP nas propriedades dos betões relacionadas com a durabilidade. Sugere-se, por

exemplo, a realização de ensaios para avaliar a penetração da carbonatação, a penetração

dos cloretos, a absorção por capilaridade e a susceptibilidade à reacção álcalis-sílica através

do ensaio acelerado em barra de argamassa;

� Estudar o comportamento ao fogo das composições realizadas, seguindo, por exemplo, os

procedimentos definidos na norma ISO 834. A elevada perda ao fogo (elevada presença de

matéria orgânica), deixa prever que a realização de um trabalho de investigação nesta


7-9

matéria deverá ser interessante. A este propósito é de referir que foram preparados cubos de

betão correspondentes às diferentes composições ensaiadas, que serão submetidos, no

futuro próximo, a ensaios de resistência à compressão residual, após serem submetidas a

temperaturas elevadas (curva de incêndio padrão ISO 834);

� Para além dos ensaios descritos nos pontos anteriores tentar, através de um número mais

significativo de ensaios, clarificar algumas das questões que não foram conclusivas na

presente investigação, nomeadamente os efeitos negativos nas propriedades avaliadas

devido à incorporação de resíduos de GFRP;

� Estudar outros equipamentos de reciclagem mecânica e outros tipos de materiais FRP. Por

exemplo, com compósitos moldados, que apresentem relação fibra/resina menor, será mais

provável a obtenção de agregados grossos de qualidade;

� Um aspecto que poderá ter desempenhado um papel importante no que se refere aos

resultados obtidos poderá ser a granulometria do betão de referência. Como se referiu, existia

uma diferença dimensional significativa entre a brita 1 e a areia 2. Por outro lado, as duas

areias possuíam curvas granulométricas que deveriam encontrar-se mais afastadas. Uma vez

que a granulometria do betão de referência não era a ideal, as modificações neste parâmetro,

ou por outras palavras, a substituição da areia pelos resíduos poderá ter alterado de forma

prejudicial as curvas granulométricas das composições com sua incorporação. Assim, a

realização de composições com resíduos do corte de GFRP, que partissem de um betão de

referência com melhor qualidade no que se refere a granulometria é também uma perspectiva

que se considera interessante desenvolver;

� Como se observou na campanha experimental realizada, a granulometria não foi uma das

características das diferentes composições mantida constante. Desta forma, as alterações

neste parâmetro podem ser responsáveis por alguns dos resultados obtidos. Assim, a

realização de composições mantendo constante a granulometria (substituindo para tal as

fracções de dimensões mais reduzidas dos agregados) é outra linha de investigação a

explorar;

� A substituição do cimento por resíduos provenientes do corte de GFRP, é outro rumo de

investigação que desperta interesse. Como se observou através das respectivas curvas

granulométricas, o cimento e os resíduos apresentavam dimensões semelhantes. Esta

substituição poderia assim permitir beneficiar do facto de não se alterar significativamente a

granulometria da mistura (aspecto que poderá ter exercido influencia nos resultados obtidos),

apesar de, no entanto, se perder parte do efeito pozolânico do cimento;


7-10

� Avaliar a tensão de rotura à compressão das composições realizadas a diferentes idades,

com vista a caracterizar de forma rigorosa a curva de variação da resistência à compressão

do betão ao longo do tempo. Dessa forma, pode ser possível retirar conclusões mais

aprofundadas no que se refere à influência dos resíduos provenientes do corte de GFRP no

endurecimento do betão;

Capítulo 8. Referências bibliográficas

8-1

8. Referências bibliográficas

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propriedades mecânicas e físicas dos agregados – Parte 6: Determinação da massa volúmica e da

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fresco – Parte 6: Massa volúmica”, 2002.


endurecido – Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o ensaio de provetes e para os

moldes”, 2003.


endurecido – Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio”, 2003.


8-7


endurecido – Parte 6: Resistência à tracção por compressão de provetes”, 2003.

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referido por [57].


8-8

Anexo A: Cálculo do betão de referência

A-1

ANEXO A: Cálculo do betão de referência – Método de Faury

A.1. Dosagem inicial

Limitação da máxima dimensão do agregado grosso

De forma a controlar o efeito de parede, deve ser verificada a seguinte condição:

G" H 0,75 (A-1)

Em que:

� D � Dimensão máxima do agregado de acordo com a NP 1379 [72] – menor abertura do

peneiro, de uma série de peneiros de referência, através do qual passa, pelo menos, 90% da

massa do inerte.

D � 11,2 mm

� R � Raio médio do molde – corresponde ao quociente entre o volume de enchimento de

betão e a área total da superfície confinante desse betão:

� Cubos: R � LMNLO � L

N � 16,7 mm

� Cilindros: G � PQRO�QR��SP� � PR

�S�P � 37,25 ��

� Os provetes cúbicos são os mais condicionantes.

G" � 16,711,2 � 1,49 H 0,75

Relação água/cimento

Face ao esperado aumento da relação água cimento (a/c) para os betões com elevada incorporação

de resíduos, a relação a/c não deveria tomar valores muito elevados. Desta forma, decidiu-se que a

relação a/c do betão de referência tomaria o seguinte valor:

W X⁄ � Y, ZY

Tendo em consideração as curvas obtidas para resistências à compressão aos 28 dias em provetes

cúbicos de 150 mm de aresta de Nepomuceno e do ACI [87], em composições com cimento de


A-2

classe 32,5 N (mesma classe do cimento utilizado) o betão de referência deverá ter uma resistência à

compressão da ordem de grandeza de 45 a 50 MPa21, como se pode constatar pela observação da

figura A-1.

Figura A-1: Correspondência entre a relação a/c e a resistência à compressão [87]

De acordo com uma equação proposta por Mansur e Islam [89], a resistência à compressão medida

em cubos de 15 cm de aresta pode ser relacionada com a resistência à compressão medida em

cubos de 10 cm de aresta a partir da seguinte equação:

�$[,�\ � 0,91 � �$[,�1 3,62 (A-2)

Interessa saber a resistência à compressão medida em cubos de 10 cm, uma vez que estes foram os

provetes escolhidos para avaliar esta propriedade. Aplicando a equação A-2, aos valores esperados

directamente obtidos a partir das curvas apresetnadas na figura A-1, não se verifica variações

significativas no intervalo referido. Pode-se referir então que os valores esperados para a resistência

à compressão do betão aos 28 dias de idade (medida em cubos de 10 cm de aresta) estarão no

intervalo 45 MPa a 52 MPa.

Refira-se no entanto, que os valores indicados são apenas uma referência, ou seja, a resistência à

compressão do betão de referência poderá divergir destes valores. Como se pode compreender, não

é possível indicar a resistência à compressão, partindo apenas da relação a/c. As diferenças entre as

curvas apresentadas são um exemplo claro desse facto. Outros parâmetros como as características

dos agregados têm também uma forte característica nas propriedades do betão no estado

endurecido.

21 Os valores obtidos pelas curvas de Nepomuceno e a proposta pelo ACI, para a relação a/c escolhida são de 44,53 MPa e 49,05 MPa, respectivamente.


A-3

Trabalhabilidade pretendida

Decidiu-se à partida que se iria realizar um betão de classe S3, de acordo com a classificação

proposta pela norma NP EN 206 [51], ou seja, com abaixamento entre 100 e 150 mm. Um betão com

este abaixamento é classificado como tendo uma trabalhabilidade mole de acordo com o método de

Faury.

Constantes do Método de Faury � A, B, K e K’

A empresa fornecedora dos agregados Unibetão indicou que os agregados finos são rolados e os

grossos são britados. Assim, os coeficientes A, B, K e K’ necessários para o cálculo de Faury são os

apresentados no seguinte quadro:

Quadro A-1: Coeficientes do método de Faury

Coeficientes para o cálculo de PD/2 A 30 B 2

Coeficientes para o cálculo de Iv K 0,36 K’ 0,003

Estimativa do índice de vazios Iv

O índice de vazios do betão (IV) é calculado de acordo com o método de Faury, a partir da seguinte

expressão:

]̂ � _√"# _′G" � 0,75 (A-3)

Resultando:

]̂ � 0,36√11,2# 0,00316,711,2 � 0,75 � 0,2261 �� àbãc⁄

Água de amassadura

A água de amassadura (A) é a diferença entre o índice de vazios (IV) e o volume de vazios (VV):

& � �]̂ � ̂ � (A-4)

Resultando:

& � 0,226 � 0,0273 � 0,1987 �� àbãc⁄ � 198,7 d �� àbãc � ⁄ 198,7 kg m� betão ⁄


A-4

O volume de vazios foi obtido a partir do quadro empírico proposto por Faury. Foi realizada uma

interpolação pois a correspondência está feita para a série de peneiros ASTM Standard E 11-70,

diferente da série exposta na norma NP EN 933-2 [74] que foi a utilizada.

Dosagem de cimento

A dosagem de cimento (C) é calculada a partir da quantidade de água de amassadura (A) e da

relação a/c:

k � &l m⁄ � 198,70,45 � 496,8 kg m� betão⁄

Volume das partículas de cimento, volume de sólidos e percentagem de cimento em relação ao

volume de sólidos

O volume das partículas de cimento (VC), o volume de sólidos (VS) e a percentagem de cimento em

relação ao volume de sólidos (%C), podem ser calculados a partir das seguintes expressões:

� n � nop � �qN,r

�1�1 � 0,1650 �� `abãc⁄

� t � 1 � ]̂ � 1 � 0,2261 � 0,7739 �� `abãc⁄

� %k � upuv � 1,�N\11,ww�q � 100 % � 21,3 %

Em que γc é a massa volúmica do cimento.

Curva de referência de Faury com cimento

A partir da metodologia proposta por Faury, a ordenada do ponto de abcissa D/2 (PD/2) é calculada

por intermédio da expressão:

x �⁄ � & 17 � √"# yG" � 0,75 (A-5)

Resultando:

x �⁄ � 30 17 � z11,2# 216,711,2 � 0,75 � 60,27 %


A-5

Determinação das percentagens de cada componente através do método gráfico de Faury

Apresenta-se na figura A-2 a determinação da percentagem de cada componente através do método

gráfico proposto por Faury.

Posicionando linhas verticais entre curvas granulométricas consecutivas, de modo que as áreas

definidas por estas linhas e as curvas granulométricas sejam iguais, obtêm-se as linhas a tracejado

da figura A-2. Dada a existência de três agregados, existirão duas linhas verticais, uma entre as

areias, de abcissa 0,43 mm (V1), e outra entre a areia 2 e a brita 1 (V2), de abcissa 2,34 mm.

A partir da intersecção destas linhas verticais com a curva de referência obtêm-se as ordenadas

apresentadas no quadro A-2.

Figura A-2: Cálculo do betão

Quadro A-2: Intersecção das linhas verticais com a curva de referência

Agregados Linha vertical Abcissa (mm) Ordenada (%)

Areia 1 – Areia 2 V1 0,43 p1 = 27,9 Areia 2 – Brita 1 V2 2,34 p2 = 47,8

Por fim, no quadro A-3 apresentam-se as percentagens em relação ao volume de sólidos de cada um

dos componentes, bem como as expressões inerentes ao seu cálculo.

0,00

65

0,06

3

0,12

5

0,25

0

0,50

0 1 2 4

5,6 8

11,2 16

22,4

25,4

31,5

V1 V2

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Pe

rce

nta

gem

pas

sad

a n

o p

en

eir

o (

mm

)


Areia 1

Areia 2

Brita 1

Curva de Faury com cimento


A-6

Quadro A-3: Cálculo das percentagens dos componentes em relação ao volume de sólidos

Agregado Fórmula % em relação a VS

Brita 1 100 – p2 52,2 %

Areia 2 p2 – p1 19,9 %

Areia 1 p1 – %C 6,6 %

Cimento %C 21,3 %

Correcção da curva real pela aproximação dos módulos de finura

O módulo de finura de uma determinada distribuição granulométrica (MF), em percentagem, é o

somatório das percentagens retidas acumuladas em cada peneiro de uma série normalizada (%R) a

dividir por 100 [54]:

{% � ∑ %}100 (A-6)

A partir da expressão, obtiveram-se os módulos de finura de cada um dos componentes (MFi) e

também da curva de referência com cimento (MFREF) (Quadro A-4).

O módulo de finura da curva real (MFREAL) é dado em função da percentagem em relação ao volume

de sólidos (%S,i) e do módulo de finura de cada componente (MFi), pela seguinte expressão:

{%}~�� ∑ %t,� � {%�� 100 (A-7)

Quadro A-4: Módulos de finura da curva real e da curva de referência

Componente % em relação ao volume

de sólidos %S,i (%) Módulo de finura MFi

MF da curva real MFREAL

MF da curva de referência MFREF

(%)

Brita 1 52,2 6,33

4,18 4,15 Areia 2 19,9 3,29 Areia 1 6,6 1,95

Cimento 21,3 0,00

De forma a tentar a aproximar os módulos de finura, seria possível determinar novas percentagens,

mas visto que a diferença entre eles não é significativa, optou-se por prosseguir com as percentagens

já calculadas, sem qualquer refinamento.

No entanto, na curva real apresentada na figura A-3 é possível observar um desequilíbrio substancial

entre as áreas superiores e inferiores limitadas pela curva real e a de referência. Esta diferença

significativa é decorrente da diferença elevada entre as curvas granulométricas da brita 1 e da areia

2. Contudo, uma vez decidido que se prosseguiria com estes materiais, assumiu-se a mesma

composição.


A-7

Figura A-3: Aproximação da curva real à curva de referência

Dosagem dos componentes sólidos em massa

A massa de cada componente sólido (Mcomponente) é calculada em função da percentagem em relação

ao volume de sólidos (%S), do volume de sólidos (VS) e da massa volúmica de cada componente

(γcomponente) da seguinte forma:

{$�[��'� � %� � �100 � �$�[��'� (A-8)

Da aplicação da expressão A-7, resultam as seguintes dosagens para cada componente:

� M��/>� � � \�,��1,ww�q�11 � 2610 � 1054,4 kg/m�

� M��5/� � � �q,q�1,ww�q�11 � 2560 � 394,3 kg/m�

� M��5/� � � N,N�1,ww�q�11 � 2600 � 132,8 kg/m�

0,00

65

0,06

30,

125

0,25

0

0,50

0 1 2 4

5,6 8

11,2 16

22,4

25,4

31,5

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Pe

rce

nta

gem

pas

sad

a n

o p

en

eir

o (

mm

)


Aproximação da curva - Betão de referência

Curva de Faury sem cimento

Curva Real S/ Aproximação


A-8

Composição do betão

A partir das dosagens calculadas obteve-se a composição inicial de referência apresentada no

quadro A-5.

Quadro A-5: Composição inicial do betão de referência


Brita 1 1054,4 Areia 2 394,3 Areia 1 132,8

Cimento 496,8 Água 198,7

A.2. Reavaliação da dosagem

Depois de realizadas algumas amassaduras experimentais, concluiu-se que pela dosagem

apresentada se obteria um betão pobre em elementos finos (areias), muito fluido. A elevada dosagem

de cimento não iria também permitir uma margem suficiente para a introdução de elementos ultrafinos

adicionais (resíduos), de acordo com estudos que apresentam um teor máximo de finos de 600 kg/m3

[90].

De facto, o método de Faury não está calibrado para betões com alto teor de ultrafinos e a

granulometria dos agregados apresenta alguns pontos negativos, como sejam a área compreendida

entre a brita 1 e a areia 2 que é demasiado elevada, e a reduzida área entre as duas areias. Por

estas razões determinou-se uma nova composição partindo de uma dosagem de cimento de 400,0

kg/m3.

Dosagem de água

Mantendo uma relação a/c de 0,4 obtém-se a seguinte dosagem de água:

& � 0,4 � 400 � 160,0 kg m� betão ⁄

Índice de vazios

Considerando o volume de vazios constante (27,3 l/m3), obter-se-á agora o índice de vazios a partir

da seguinte expressão:

]̂ � & � ̂ � 0,160 0,0273 � 0,1873 �� `abãc⁄


A-9

Volume das partículas de cimento, volume de sólidos e percentagem de cimento em relação ao

volume de sólidos

� n � nop � �11,1

�1�1 � 0,1329 �� `abãc⁄

� t � 1 � ]̂ � 1 � 0,1873 � 0,8127 �� `abãc⁄

� %k � upuv � 1,��q1,r��w � 100 % � 16,4 %

Determinação das percentagens de cada componente através do método gráfico de Faury

As ordenadas já apresentadas p1 e p2 mantêm-se. Desta forma, obtêm-se as percentagens de cada

um dos componentes em relação ao volume de sólidos, apresentadas no quadro A-6.

Quadro A-6: Novas percentagens em relação ao volume de sólidos

Agregado Fórmula % em relação a VS

Brita 1 100 – p2 52,2 %

Areia 2 p2 – p1 19,9 %

Areia 1 p1 – %C 11,5 %

Cimento %C 16,4 %

Dosagem dos componentes sólidos em massa

Da mesma forma que na dosagem inicial, foi determinada a dosagem final do betão de referência:

� M��/>� � � \�,��1,r��w�11 � 2610 � 1107,3 kg/m�

� M��5/� � � �q,q�1,r��w�11 � 2560 � 414,0 kg/m�

� M��5/� � � ��,\�1,r��w�11 � 2600 � 243,0 kg/m�

Composição do betão

A partir das dosagens calculadas obteve-se a composição apresentada no quadro A-7.

Quadro A-7: Dosagem do betão de referência após reavaliação





A-10

Introdução do superplastificante e composição final

Foram realizadas novas amassaduras experimentais a partir da dosagem calculada e decidiu-se

utilizar a dosagem recomendada pela empresa fornecedora do superplastificante que corresponde a

1% do peso de cimento. Desta forma, obteve-se finalmente a composição final do betão de referência

apresentada no quadro A-8.

Quadro A-8: Dosagem definitiva do betão de referência




Superplastificante 4,0

Anexo B: Medições e cálculos intermédios

B-1

ANEXO B: Medições e cálculos intermédios

B.1. Ensaios aos agregados

B.1.1. Absorção e massas volúmicas

Absorção e massas volúmicas (NP EN 1097-6) Agregado Areia 1 Areia 2 Brita 1

Temperatura da água (°C) 22 23 19

ρw (Mg/m3) 0,9978 0,9975 0,9984

m2 (g) 2041,2 2041,4 4994,6

m3 (g) 1405,9 1412,4 1412,4

m1 (g) 1030,2 1031,8 3017,4

m4 (g) 1026,0 1026,5 2973,1

ρa (Mg/m3) 2,62 2,58 2,67

ρrd (Mg/m3) 2,59 2,54 2,57

ρssd (Mg/m3) 2,60 2,56 2,61

WA24 (%) 0,41 0,52 1,49

B.1.2. Massa volúmica e dos vazios

Massa volúmica e dos vazios (NP EN 1097-6)

Agregado Areia 1 Areia 2 Brita 1

Volume do recipiente (L) 1,878 1,878 10,014

mrecipiente vazio (g) 2266,1 2266,1 2266,1 2266,1 2266,1 2266,1 8564 8564 8564

mconjunto (g) 4941,4 4890,1 5197,1 5197,1 5197,1 5113,5 23544 22640 22707

ρb (Mg/m3) 1,42 1,40 1,56 1,56 1,56 1,52 1,50 1,41 1,41

ρbm (Mg/m3) 1,41 1,52 1,44


B-2

B.1.3. Análise granulométrica

Análise granulométrica (NP EN 933-1)

Agregado Areia 1 Areia 2 Brita 1

m1 (g) 1481,8 2954,0 6967,7

m2 (g) 1473,2 2919,3 6899,4

Massa retida em cada peneiro (g)

125 mm 0,0 0,0 0,0

63 mm 0,0 0,0 0,0

31,5 mm 0,0 0,0 0,0

25,4 mm 0,0 0,0 0,0

22,4 mm 0,0 0,0 0,0

16 mm 0,0 0,0 0,0

11,2 mm 0,0 0,0 279,7

8 mm 0,0 6,2 3097,7

5,6 mm 0,4 24,7 2803,3

4 mm 1,6 60,3 397,1

2 mm 2,4 352,3 159,3

1 mm 12,2 872,6 70,5

0,5 mm 257,8 950,3 37,5

0,25 mm 862,1 439,6 26,9

0,125 mm 325,6 183,0 16,4

0,063 mm 10,3 26,5 10,4

P (g) 0,3 1,8 0,6

f (%) 0,6 1,2 1,0

Material retido acumulado (%)

125 mm 0,0 0,0 0,0

63 mm 0,0 0,0 0,0 31,5 mm 0,0 0,0 0,0 25,4 mm 0,0 0,0 0,0 22,4 mm 0,0 0,0 0,0

16 mm 0,0 0,0 0,0

11,2 mm 0,0 0,0 4,0

8 mm 0,0 0,2 48,5 5,6 mm 0,0 1,0 88,7 4 mm 0,1 3,1 94,4 2 mm 0,3 15,0 96,7

1 mm 1,1 44,6 97,7

0,5 mm 18,5 76,7 98,2

0,25 mm 76,7 91,6 98,6 0,125 mm 98,7 97,8 98,9 0,063 mm 100,0 100,0 100,0


B-3

B.2. Ensaios ao betão no estado fresco

B.2.1. Abaixamento e relação a/c

Abaixamento - NP EN 12350-2


Abaixamento (mm) 149 157 159 140 149

a/c 0,4 0,39 0,4 0,42 0,46

B.2.2. Massa volúmica no estado fresco

Massa volúmica no estado fresco - NP EN 12350-6


mconjunto recipiente + betão (kg) 32,82 32,38 32,08 31,82 31,44

mrecipiente vazio (kg) 8,60 8,60 8,60 8,60 8,60

V (m3) 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01

MVE.Fresco (kg/m3) 2420 2380 2350 2320 2280

Variação (%) - -1,7 -2,9 -4,1 -5,8


B-4

B.3. Ensaios ao betão no estado endurecido

B.3.1. Propriedades relacionadas com a durabilidade

B.3.1.1. Absorção por imersão

Absorção por imersão - LNEC E394


Provete 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

m1 (g) 2409,9 2440,3 2430,6 2405,1 2404,6 2410,4 2389,4 2405,6 2423,5 2320,7 2328 2325,8 2310,9 2319,6 2305,7

m2 (g) 1418,8 1439,8 1433,6 1408,6 1403,7 1412,3 1385,1 1398,1 1413,1 1328,1 1340,1 1334,1 1318,4 1325,4 1315,4

m3 (g) 2282,0 2311,3 2301,3 2279,9 2277,8 2282,7 2250,7 2267,7 2288,5 2173,0 2181,6 2178,8 2153,4 2163,8 2147,1

Ai (%) 12,9 12,9 13,0 12,6 12,7 12,8 13,8 13,7 13,4 14,9 14,8 14,8 15,9 15,7 16,0

Aim (%) 12,9 12,7 13,6 14,8 15,9


B-5

B.3.1.2. Absorção por capilaridade – Prismas 5×5×10 cm3

Absorção por capilaridade - LNEC E393 (Prismas 5×5×10 cm3)


Provete 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

Área (mm2) 2070,3 2161,8 2079,2 2074,2 2026,5 2083,9 2139,1 2047,6 2106,0 2115,9 2162,3 2083,9 2143,2 2102,2 2099,9

m0 (g) 485,2 502,5 481,5 463,7 456,0 472,1 483,8 458,9 470,2 468,9 476,6 461,4 456,3 452,0 455,1

m3h (g) 488,8 505,5 485,4 467,2 458,1 475,0 486,6 461,9 473,6 472,2 480,4 464,8 460,4 456,0 459,4

m6h (g) 490,0 507,0 486,5 468,1 459,3 476,0 487,7 462,9 474,5 473,1 481,4 465,7 461,8 457,4 460,6

m24h (g) 492,8 510,4 489,9 470,4 461,9 479,2 490,0 465,4 476,5 476,7 485,3 469,2 465,2 461,3 464,8

m48h (g) 494,1 511,6 491,1 472,3 464,4 481,7 491,9 467,7 478,4 478,6 487,8 471,4 466,6 463,4 466,4

m72h (g) 494,0 512,1 491,6 474,0 465,7 482,8 492,9 469,3 479,9 479,8 489,3 472,4 467,4 465,2 468,3

Ac3h (g/mm2) 1,74E-03 1,39E-03 1,88E-03 1,69E-03 1,04E-03 1,39E-03 1,31E-03 1,47E-03 1,61E-03 1,56E-03 1,76E-03 1,63E-03 1,91E-03 1,90E-03 2,05E-03





Ac3h (g/mm2) 1,67E-03 1,37E-03 1,46E-03 1,65E-03 1,95E-03

Ac6h (g/mm2) 2,27E-03 1,87E-03 1,94E-03 2,09E-03 2,58E-03

Ac24h (g/mm2) 3,79E-03 3,18E-03 3,02E-03 3,82E-03 4,40E-03

Ac48h (g/mm2) 4,38E-03 4,30E-03 3,99E-03 4,85E-03 5,20E-03

Ac72h (g/mm2) 4,52E-03 4,96E-03 4,65E-03 5,43E-03 5,91E-03


B-6

B.3.1.3. Resistência à abrasão

Resistência à abrasão - DIN 52108


Provete 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

m0 (g) 571,1 566,9 577,0 577,5 565,8 555,4 552,9 574,3 574,4 544,8 546,8 567,5 542,0 548,2 535,7

m1 ciclo (g) 567,2 563,4 573,2 573,5 560,9 549,5 548,0 570,3 569,5 540,6 541,8 562,6 535,0 544,0 530,1

m2 ciclos (g) 564,6 560,5 569,7 569,7 556,2 544,4 543,5 566,8 565,8 536,4 537,2 558,8 528,3 540,4 524,6

m3 ciclos (g) 561,4 557,6 565,7 565,3 551,0 538,9 539,5 562,5 561,4 531,8 532,6 553,9 522,2 536,2 518,5

m4 ciclos (g) 557,9 554,4 562,0 560,6 545,5 533,3 533,1 558,4 556,9 527,1 528,1 549,7 516,4 531,9 512,9

h0 (mm) 50,80 49,43 50,80 51,42 50,61 50,74 50,17 51,61 51,54 50,37 50,07 51,64 50,52 51,09 50,48

h1 ciclo (mm) 50,08 49,19 50,43 50,99 50,16 50,13 49,59 51,13 51,02 49,88 49,48 51,09 49,77 50,53 49,85

h2 ciclos (mm) 49,76 48,83 50,12 50,55 49,60 49,54 49,19 50,83 50,59 49,45 49,07 50,63 49,20 50,21 49,27

h3 ciclos (mm) 49,50 48,57 49,62 50,17 49,21 49,04 48,77 50,38 50,22 49,00 48,56 50,26 48,59 49,70 48,69

h4 ciclos (mm) 49,31 48,28 49,33 49,71 48,69 48,54 48,27 50,11 49,75 48,52 48,13 49,78 48,13 49,30 48,19

Δe1 ciclo (mm) 0,72 0,24 0,37 0,42 0,44 0,61 0,58 0,47 0,52 0,48 0,59 0,55 0,74 0,56 0,63

Δe2 ciclos (mm) 1,04 0,60 0,68 0,87 1,01 1,19 0,98 0,77 0,94 0,92 1,01 1,02 1,32 0,88 1,21

Δe3 ciclos (mm) 1,30 0,87 1,18 1,25 1,40 1,69 1,41 1,23 1,32 1,37 1,52 1,39 1,92 1,39 1,78

Δe4 ciclos (mm) 1,49 1,16 1,47 1,71 1,92 2,20 1,90 1,49 1,79 1,84 1,94 1,86 2,38 1,79 2,29

Δe1 ciclo (mm) 0,44 0,49 0,52 0,54 0,64

Δe2 ciclos (mm) 0,77 1,02 0,90 0,98 1,14

Δe3 ciclos (mm) 1,11 1,45 1,32 1,42 1,70

Δe4 ciclos (mm) 1,37 1,94 1,73 1,88 2,15


B-7

B.3.2. Propriedades mecânicas

B.3.2.1. Resistência à compressão aos 28 dias de idade

Resistência à compressão - NP EN 12390-3


Provete 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

fc,28d (MPa) 64,3 64,1 68,6 48,6 54,7 55,7 50,8 51,09 51,45 45,9 44,29 45,95 36,0 36,63 30,88

fcm,28d (MPa) 65,7 53,0 51,1 45,4 34,5

Variação (%) 0,0 -19,4 -22,2 -30,9 -47,5

B.3.2.2. Resistência à compressão aos 240 dias de idade

Resistência à compressão - NP EN 12390-3


Provete 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

fc,240d (MPa) 71,9 73,9 71,1 66,2 61,7 60,5 65,1 66,6 58,3 62,1 53,0 49,4 54,2 54,9 56,6

fcm,240d (MPa) 72,3 62,8 63,3 54,8 55,3

Variação (%) 0,0 -13,1 -12,4 -24,2 -23,6


B-8

B.3.2.3. Resistência à tracção

Resistência à tracção - NP EN 12390-6


Provete 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

hcilindro (mm) 297 297 297 299 299 299 295 295 295 296 296 295 296 295 296

F (kN) 242,1 237,5 238,7 199 256,8 247,5 220,4 234,5 211,9 161 150,9 163,8 127,9 130,5 121,1

fct,28d (MPa) 3,46 3,39 3,41 2,83 3,65 3,51 3,17 3,37 3,05 2,31 2,16 2,36 1,83 1,88 1,74

fctm,28d (MPa) 3,4 3,3 3,2 2,3 1,8

Variação (%) 0,0 -2,7 -6,5 -33,5 -46,9

B.3.2.4. Módulo de elasticidade

Módulo de elasticidade – LNEC E397


Provete 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

Ec,28d (MPa) 43,0 41,8 40,3 41,1 40,0 40,3 35,6 36,2 35,6 33,3 32,7 30,8 27,5 29,1 29,1

Ecm,28d (MPa) 41,7 40,5 35,8 32,3 28,6

Variação (%) 0,0 -3,0 -14,1 -22,6 -31,5

Viabilidade da reutilização de resíduos finos provenientes do … · dos resíduos de GFRP que,...

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