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BETÕES ESTRUTURAIS COM A INCORPORAÇÃO DE

AGREGADOS FINOS RECICLADOS DE BETÃO

Influência de superplastificantes

Pedro Sousa de Brito Pereira

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Júri

Presidente: Prof. Dr. Augusto Martins Gomes

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

Co-orientador: Eng.º Luís Manuel da Rocha Evangelista

Vogal: Prof. Dr. Júlio António da Silva Appleton

Outubro 2010

Influência de superplastificantes em betões com finos reciclados de betão

i

RESUMO

O desenvolvimento civilizacional e o crescimento da população mundial originam problemas

ambientais severos. Além da emissão de gases potenciadores de efeito estufa e de níveis preocupantes

de poluição da água, é o recorrente consumo de recursos naturais esgotáveis, ou exploráveis a grande

custo ambiental, que maiores consequências ambientais acarreta. O reaproveitamento de elementos de

betões estruturais como novos agregados para betão surge como uma hipótese alternativa ao seu

depósito em aterro e favorável à sustentabilidade das reservas naturais. Embora o sector da construção

já reconheça os agregados grossos reciclados de betão como alternativa viável, os finos reciclados de

betão são classificados como recursos menos nobres. De modo a não desaproveitar estes recursos

potenciais, torna-se necessário aumentar o conhecimento sobre a sua aplicação em betões e estabelecer

condições que assegurem a qualidade e segurança da sua aplicabilidade prática.

Na presente investigação, pretendeu-se avaliar o comportamento mecânico de betões executados com

diferentes percentagens de agregado fino reciclado de betão, assim como a influência de

superplastificantes sobre o seu desempenho. Para o betão no estado fresco, procedeu-se à análise da

sua trabalhabilidade e massa volúmica. Nas propriedades do betão no estado endurecido, examinou-se

a resistência à compressão, a resistência à tracção por compressão diametral, o módulo de elasticidade

e a resistência ao desgaste por abrasão.

A campanha experimental envolveu ensaios de provetes cúbicos e cilíndricos de quinze tipologias de

betão: um de referência e composições com quatro percentagens de substituição volumétrica de

agregados finos (10, 30, 50 e 100%) por cada género de adjuvante (sem adjuvante, com

superplastificante corrente e com superplastificante de alto desempenho).

Os betões com incorporação de agregados finos reciclados de betão apresentaram uma qualidade

aceitável para a aplicação estrutural, embora os seus desempenhos sejam, de um modo geral, inferiores

aos dos betões de referência, com destaque para a resistência ao desgaste. Relativamente ao uso de

superplastificantes, é verificada uma redução do seu desempenho relativo com a incorporação de

agregados reciclados. O desempenho mecânico de betões de agregados reciclados produzidos com

recurso a adjuvantes foi, em geral, superior ao dos betões de referência fabricados sem adjuvantes ou

com superplastificantes de desempenho inferior.

PALAVRAS-CHAVE: Resíduos de construção e demolição; betão; agregados finos reciclados de

betão; desempenho mecânico; superplastificantes.

Abstract

ii Pedro Sousa de Brito Pereira

ABSTRACT

Civilization development and world population growth are sources of harsh environmental problems.

Besides greenhouse gases emissions and high water pollution levels, the uncontrolled consumption of

natural exhaustible resources, or exploitable at great environmental cost, is the responsible for major

environmental costs. The reuse of waste concrete as recycled aggregates in new structural concrete

comes as an alternative to disposal in landfills and favours natural resources sustainability. Even

though recycled concrete coarse aggregates are recognized as feasible alternatives, recycled concrete

fine aggregates are still seen as unusable resources. In order to avoid the misuse of these potential

resources, it is essential to improve knowledge on its application as concrete aggregate and to establish

quality and safety requirements for its practical application.

In the present research, it was sought to assess both the structural behaviour of concrete made with

different proportions of fine concrete recycled aggregate and superplasticizers effect on their

performance. Fresh concrete properties, as workability and bulk density, were evaluated. Properties as

compressive strength, splitting tensile strength, modulus of elasticity and abrasion resistance were

analyzed for hardened concrete characterization.

The experimental campaign involved tests of several cubic and cylindrical specimens of fifteen types

of concrete: one reference concrete and mixtures containing four percentages of fine aggregate

volumetric replacement (10, 30, 50 and 100%) for each type of admixture (without admixture, with a

common superplasticizer and with a high performance superplasticizer).

Fine recycled aggregate concrete displayed fair structural qualities, even though its performance is, in

general, lower than the one of the reference concrete, especially for the abrasion resistance.

Reductions of the superplasticizer performance were found as the recycled aggregate proportion

increased. The structural performances of fine recycled aggregate concretes prepared with

superplasticizer were, in most cases, higher than those of reference concrete made without admixtures

or with lower performance superplasticizers.

KEYWORDS: Construction and demolition waste; concrete; recycled concrete fine aggregates;

mechanical behaviour; superplasticizers;


iii

AGRADECIMENTOS

Todo o trabalho de investigação que culminou com a redacção desta dissertação foi desenvolvido ao

longo de vários meses. Os inúmeros obstáculos e dificuldades que surgiram foram ultrapassados com

o apoio e o incentivo de algumas pessoas, às quais quero expressar o meu sincero agradecimento.

Ao Professor Doutor Jorge de Brito, orientador científico desta dissertação, expresso o meu profundo

agradecimento, não apenas pela dedicação e exigência que prestou a este trabalho, mas também pela

amizade, apoio e disponibilidade demonstrados. Quero ainda agradecer o sentido crítico, ideias e o

rigor que trouxe à dissertação, que em muito a enriqueceram.

Ao Engenheiro Luís Evangelista, co-orientador deste trabalho, pela orientação e apoio prestados in

loco e pelas ideias e opiniões construtivas que prestou à dissertação. Quero também agradecer a

amizade, a disponibilidade e o incentivo que sempre ofereceu, mesmo nos períodos mais críticos.

Aos meus colegas investigadores do IST, Diogo Serpa, André Melo, Liliana Baltazar e Sara de Melo

pela ajuda e camaradagem.

Aos técnicos do Laboratório de Materiais de Construção do IST, Fernando Costa, Fernando Alves e

Leonel Silva, pela ajuda no trabalho efectuado e pela amizade.

Aos meus amigos Mário Garrido e João Sousa, pela ajuda preciosa na produção dos agregados

reciclados.

Aos Engenheiros Farinha dos Santos e Nídia Dias da Sika e Engenheira Ângela Nunes da Secil pelos

seus apoios técnicos e pela amabilidade de cederem os adjuvantes necessários para a produção dos

betões.

Às empresas Unibetão e SECIL, por cederem os materiais necessários à realização da campanha

experimental.

À Telma, a minha namorada, por todo o apoio e compreensão, mas especialmente pela motivação nos

momentos mais difíceis. Quero também agradecer a revisão pormenorizada da dissertação.

À minha Família pela preocupação, carinho e apoio incondicional mostrados ao longo da minha vida

pessoal e, em particular, no meu percurso académico.

A todos os meus amigos, que sempre me apoiaram, acompanharam e que contribuíram para o sucesso

da minha formação profissional e do meu desenvolvimento pessoal. Agradeço em particular o facto de

saberem relativizar as dificuldades e por me mostrarem como encará-las com humor e determinação, a

todos vós, obrigado.

Agradecimentos

iv Pedro Sousa de Brito Pereira


v

ÍNDICE GERAL

RESUMO ................................................................................................................................... i

ABSTRACT .............................................................................................................................. ii

AGRADECIMENTOS ............................................................................................................ iii

ÍNDICE GERAL ...................................................................................................................... v

ÍNDICE DE FIGURAS ........................................................................................................... xi

ÍNDICE DE QUADROS ....................................................................................................... xvi

ABREVIATURAS ............................................................................................................... xviii

1. Introdução ......................................................................................................................... 1

1.1. Considerações iniciais ............................................................................................................ 1

1.2. Objectivos da dissertação ...................................................................................................... 3

1.3. Metodologia e organização da dissertação ........................................................................... 3

2. Estado da arte .................................................................................................................... 5

2.1. Introdução ............................................................................................................................... 5

2.2. Descrição das principais campanhas experimentais ........................................................... 5

2.2.1. Leite (2001) ...................................................................................................................... 5

2.2.2. Khatib (2004) ................................................................................................................... 5

2.2.3. Solyman (2005) ................................................................................................................ 6

2.2.4. Evangelista (2007) ............................................................................................................ 6

2.2.5. Kou e Poon (2009) ........................................................................................................... 7

2.3. Propriedades dos agregados reciclados de betão ................................................................. 8

2.3.1. Forma das partículas ......................................................................................................... 8

2.3.2. Absorção de água ........................................................................................................... 10

2.3.3. Massa volúmica e baridade ............................................................................................ 14

2.4. Propriedades dos betões com agregados reciclados .......................................................... 15

2.4.1. Trabalhabilidade ............................................................................................................. 15

2.4.2. Massa volúmica .............................................................................................................. 17

2.4.3. Resistência à compressão ............................................................................................... 18

2.4.4. Resistência à tracção por compressão diametral ............................................................ 24

2.4.5. Módulo de elasticidade ................................................................................................... 26

2.4.6. Resistência ao desgaste................................................................................................... 31

2.5. Uso de superplastificantes em betões .................................................................................. 33

2.5.1. Plastificantes e superplastificantes ................................................................................. 33

2.5.2. Influência de superplastificantes em betões ................................................................... 35

Índice geral

vi Pedro Sousa de Brito Pereira

2.5.2.1. Em betões convencionais ........................................................................................ 35

2.5.2.2. Em betões com agregados reciclados .................................................................... 37

3. Campanha experimental ................................................................................................ 41

3.1. Introdução ............................................................................................................................. 41

3.2. Fases da campanha experimental ....................................................................................... 41

3.2.1. Primeira fase experimental ............................................................................................. 41

3.2.2. Segunda fase experimental ............................................................................................. 42

3.2.3. Terceira fase experimental ............................................................................................. 42

3.2.4. Quarta fase experimental ................................................................................................ 43

3.3. Produção dos agregados reciclados .................................................................................... 43

3.3.1. Betão de origem (BO) .................................................................................................... 43

3.3.2. Britagem dos agregados ................................................................................................. 46

3.4. Produção dos betões ............................................................................................................. 48

3.4.1. Betão de referência ......................................................................................................... 48

3.4.1.1. Máxima dimensão do agregado (Dmáx) ................................................................... 49

3.4.1.2. Valor médio da tensão de rotura à compressão (fcm) ............................................. 50

3.4.1.3. Dosagem de cimento (C) ........................................................................................ 50

3.4.1.4. Volume de vazios (Vv) ............................................................................................. 51

3.4.1.5. Índice de vazios (Iv) ................................................................................................ 52

3.4.1.6. Dosagem de água da amassadura (A) e relação água / cimento (a/c) .................. 53

3.4.1.7. Volume das partículas de cimento (Vc)................................................................... 53

3.4.1.8. Volume das partículas sólidas (Vs) ......................................................................... 53

3.4.1.9. Percentagem do volume de cimento (C%) ............................................................. 54

3.4.1.10. Curva de referência de Faury ................................................................................ 54

3.4.1.11. Composição do betão de referência (BR0) ............................................................. 57

3.4.2. Amassadura .................................................................................................................... 57

3.4.2.1. Processo ................................................................................................................. 57

3.4.2.2. Correcção da relação água / cimento .................................................................... 58

3.4.3. Formulação das restantes composições .......................................................................... 58

3.4.3.1. Betões de referência com superplastificantes ........................................................ 58

3.4.3.2. Betões com AFRB ................................................................................................... 59

3.4.3.3. Compensação da absorção de água dos AFRB ...................................................... 61

3.4.3.4. Composições finais de todos os betões ................................................................... 62

3.5. Ensaios de identificação dos agregados .............................................................................. 63

3.5.1. Análise granulométrica ................................................................................................... 63

3.5.1.1. Objectivo do ensaio ................................................................................................ 63

3.5.1.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 63


vii

3.5.1.3. Aparelhos e utensílios............................................................................................. 63

3.5.1.4. Amostras ................................................................................................................. 63

3.5.1.5. Procedimento de ensaio ......................................................................................... 64

3.5.1.6. Resultados .............................................................................................................. 64

3.5.2. Massa volúmica e absorção de água ............................................................................... 65


3.5.2.2. Normas do ensaio ................................................................................................... 66


3.5.2.4. Amostras ................................................................................................................. 66

3.5.2.5. Procedimentos de ensaio ........................................................................................ 67

3.5.2.6. Resultados .............................................................................................................. 68

3.5.3. Evolução da absorção de água dos AFRB ...................................................................... 69


3.5.3.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 69


3.5.3.4. Amostras ................................................................................................................. 70


3.5.3.6. Resultados .............................................................................................................. 70

3.5.4. Massa volúmica aparente ............................................................................................... 71


3.5.4.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 71


3.5.4.4. Amostras ................................................................................................................. 71


3.5.4.6. Resultados .............................................................................................................. 72

3.5.5. Desgaste de Los Angeles ................................................................................................ 73


3.5.5.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 73


3.5.5.4. Amostras ................................................................................................................. 74


3.5.5.6. Resultados .............................................................................................................. 74

3.5.6. Teor de humidade ........................................................................................................... 74


3.5.6.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 75


3.5.6.4. Amostras ................................................................................................................. 75

Índice geral

viii Pedro Sousa de Brito Pereira


3.5.6.6. Resultados .............................................................................................................. 75

3.5.7. Índice de forma ............................................................................................................... 76


3.5.7.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 76


3.5.7.4. Amostras ................................................................................................................. 76


3.5.7.6. Resultados .............................................................................................................. 77

3.6. Ensaios ao betão no estado fresco ....................................................................................... 77

3.6.1. Ensaio de abaixamento (cone de Abrams) ..................................................................... 78


3.6.1.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 78


3.6.1.4. Amostras ................................................................................................................. 78


3.6.1.6. Resultados .............................................................................................................. 79

3.6.2. Massa volúmica .............................................................................................................. 80


3.6.2.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 80


3.6.2.4. Amostras ................................................................................................................. 80


3.6.2.6. Resultados .............................................................................................................. 81

3.7. Ensaios ao betão no estado endurecido .............................................................................. 81

3.7.1. Resistência à compressão ............................................................................................... 81


3.7.1.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 82


3.7.1.4. Provetes de ensaio .................................................................................................. 82


3.7.1.6. Resultados .............................................................................................................. 84

3.7.2. Determinação da velocidade de propagação de ultra-sons ............................................. 85


3.7.2.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 85




ix


3.7.2.6. Resultados .............................................................................................................. 86

3.7.3. Resistência à tracção por compressão diametral ............................................................ 86


3.7.3.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 86




3.7.3.6. Resultados .............................................................................................................. 88

3.7.4. Módulo de elasticidade ................................................................................................... 89


3.7.4.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 89




3.7.4.6. Resultados .............................................................................................................. 90

3.7.5. Resistência à abrasão ...................................................................................................... 91


3.7.5.2. Normas de ensaio ................................................................................................... 91




3.7.5.6. Resultados .............................................................................................................. 93

4. Resultados da campanha experimental ........................................................................ 95

4.1. Introdução ............................................................................................................................. 95

4.2. Ensaios de identificação dos agregados .............................................................................. 95

4.2.1. Análise granulométrica ................................................................................................... 95

4.2.1.1. Areia fina ................................................................................................................ 95

4.2.1.2. Areia grossa ........................................................................................................... 96

4.2.1.3. Agregados finos reciclados de betão incorporados ............................................... 97

4.2.1.4. Brita 1 ..................................................................................................................... 98

4.2.1.5. Brita 2 ..................................................................................................................... 99

4.2.2. Massa volúmica e absorção de água ............................................................................. 100

4.2.3. Evolução da absorção de água ...................................................................................... 102

4.2.4. Massa volúmica aparente ............................................................................................. 103

4.2.5. Desgaste de Los Angeles .............................................................................................. 104

4.2.6. Teor de humidade ......................................................................................................... 104

Índice geral

x Pedro Sousa de Brito Pereira

4.2.7. Índice de forma ............................................................................................................. 105

4.3. Ensaios ao betão no estado fresco ..................................................................................... 106

4.3.1. Abaixamento (cone de Abrams) ................................................................................... 106

4.3.2. Massa volúmica do betão ............................................................................................. 109

4.4. Ensaios ao betão no estado endurecido ............................................................................ 110

4.4.1. Resistência à compressão ............................................................................................. 110

4.4.2. Velocidade de propagação de ultra-sons ...................................................................... 117

4.4.3. Resistência à tracção por compressão diametral .......................................................... 118

4.4.4. Módulo de elasticidade ................................................................................................. 121

4.4.5. Resistência à abrasão .................................................................................................... 125

4.5. Conclusões ........................................................................................................................... 128

4.5.1. Propriedades dos agregados finos reciclados de betão ................................................. 128

4.5.2. Propriedades dos BAFRB em estado fresco ................................................................. 128

4.5.3. Propriedades dos BAFRB em estado endurecido ......................................................... 129

4.5.4. Reposição de propriedades dos BAFRB ...................................................................... 132

5. Conclusões e desenvolvimentos futuros ...................................................................... 135

5.1. Considerações finais ........................................................................................................... 135

5.2. Conclusões gerais ................................................................................................................ 135

5.3. Propostas de desenvolvimento futuro ............................................................................... 139

BIBLIOGRAFIA .................................................................................................................. 140


xi

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 1.1 - Milhões de toneladas de RCD produzidos pelos países membros da UE e seu destino ...... 1

Figura 1.2 - RCD depositados em vazadouro ilegal ................................................................................ 2

Figura 2.1 - Composição dos AFR .......................................................................................................... 5

Figura 2.2 - Génese de agregados reciclados de betão ............................................................................ 8

Figura 2.3 - Análise da forma e textura superficial de partículas de AFP e AFRB................................. 9

Figura 2.4 - Betão com AFRB, zoom de 8000x ...................................................................................... 9

Figura 2.5 - Betão de referência, zoom de 8000x .................................................................................... 9

Figura 2.6 - Pormenor da ligação AFRB / pasta, zoom de 33000x ....................................................... 10

Figura 2.7 - Pormenor da ligação AFP / pasta, zoom de 33000x .......................................................... 10

Figura 2.8 - Correlação entre absorção de água e massa volúmica dos agregados ............................... 11

Figura 2.9 - Variação da absorção de água de AFR .............................................................................. 12

Figura 2.10 - Absorção de água ao longo do tempo pelos AGRB ........................................................ 12

Figura 2.11 - Absorção de água de AFR aos 10 minutos e após 24 horas ............................................ 13

Figura 2.12 - Relação entre a massa volúmica do material seco e a capacidade de absorção de água de

AFRB (levantamento bibliográfico) ...................................................................................................... 14

Figura 2.13 - Efeito da incorporação de AFRB na consistência do betão (Mix 1) ................................ 16

Figura 2.14 - Efeito da incorporação de AFRB na consistência do betão (Mix 3) ................................ 16

Figura 2.15 - Efeito de agregados finos reciclados na trabalhabilidade de betões ................................ 16

Figura 2.16 - Relações a/c aparente e efectiva para diferentes taxas de incorporação de AFRB .......... 17

Figura 2.17 - Efeito da incorporação AFR (AMR) ou de AGR na massa volúmica do betão .............. 17

Figura 2.18 - Influência da taxa de incorporação de AFRB na massa volúmica do betão (levantamento

bibliográfico) ......................................................................................................................................... 18

Figura 2.19 - Variação relativa da resistência à compressão de betões com AFRB ............................. 19

Figura 2.20 - Influência da incorporação isolada de AFR (AMR) e AGR na resistência à compressão

.............................................................................................................................................................. .19

Figura 2.21 - Efeito da incorporação de AFRB na resistência à compressão........................................ 20

Figura 2.22 - Evolução da resistência à compressão de betões em função da incorporação de AFRB . 20

Figura 2.23 - Evolução relativa da resistência à compressão de BAFRB ............................................. 20

Figura 2.24 - Correlação entre a velocidade de ultra-sons (V) e resistência à compressão (S) de betões

com AFRBV (CC) e betões com agregados finos cerâmicos (CB) ....................................................... 21

Figura 2.25 - Influência da incorporação de AFRB na resistência à compressão de betões (Mix 1) .... 21

Figura 2.26 - Influência da incorporação de AFRB na resistência à compressão de betões (Mix 5) .... 21

Figura 2.27 - Variação da resistência à compressão de betões com 28 dias de idade com incorporação

de AFRB ................................................................................................................................................ 22

Figura 2.28 - Evolução da resistência à compressão com a taxa de substituição para diferentes idades

do betão ................................................................................................................................................. 22

Índice de figuras

xii Pedro Sousa de Brito Pereira

Figura 2.29 - Resistência do betão à compressão em função da % de AFRB (levantamento

bibliográfico) ......................................................................................................................................... 23

Figura 2.30 - Variação entre resistências relativas à compressão aos 28 dias de BAFRB com as suas

massas volúmicas relativas (levantamento bibliográfico) ..................................................................... 23

Figura 2.31 - Efeito da relação a/c na resistência à tracção por compressão diametral de betões com

AFR (AMR) .......................................................................................................................................... 25

Figura 2.32 - Evolução da resistência à tracção por flexão (ft’F) e por compressão diametral (ft’D) em

função da incorporação de AFR (AMR) ............................................................................................... 25

Figura 2.33 - Efeito da natureza e taxa de incorporação de AFRB na resistência à tracção de betões

(Mix 1) ................................................................................................................................................... 25

Figura 2.34 - Variação da resistência à tracção com a taxa de substituição de AFP por AFRB ........... 26

Figura 2.35 - Resistência à tracção do betão em função da taxa de incorporação de AFRB

(levantamento bibliográfico) ................................................................................................................. 26

Figura 2.36 - Módulo de elasticidade em função da interacção AFR (AMR) com AGR ..................... 28

Figura 2.37 - Efeito da incorporação de AFRB no módulo de elasticidade de betões com diferentes

períodos de cura .................................................................................................................................... 28

Figura 2.38 - Evolução do módulo de elasticidade de betões com incorporação de AFRB .................. 29

Figura 2.39 - Relação entre o módulo de elasticidade de betões com AFR de betão (CC) e de origem

cerâmica (CB) e a sua resistência à compressão ................................................................................... 29

Figura 2.40 - Correlação entre o quadrado da velocidade de propagação de ultra-sons (V2) pela massa

volúmica (d) de BAFR e o seu módulo de elasticidade (Ed) ................................................................. 29

Figura 2.41 - Influência da taxa de incorporação e natureza dos AFRB no módulo de elasticidade (Mix

6)............................................................................................................................................................ 30

Figura 2.42 - Influência da taxa de AFRB no módulo de elasticidade .................................................. 30

Figura 2.43 - Influência da taxa de incorporação de AFRB no módulo de elasticidade de betões

(levantamento bibliográfico) ................................................................................................................. 31

Figura 2.44 - Influência da incorporação de AFRB na resistência ao desgaste por abrasão de betões . 32

Figura 2.45 - Relação entre as perdas por abrasão (∆lBAR / ∆lBR) de BAR e dos respectivos BR em

função da relação entre densidades ponderadas (a) e absorções de água (b) dos agregados ................. 33

Figura 2.46 - Quando não há plastificante a quantidade de água necessária para a mobilidade das

partículas é grande ................................................................................................................................. 34

Figura 2.47 - Quando se adiciona o plastificante as partículas repelem-se e a água que fica livre entre

elas não é necessária para a sua mobilidade .......................................................................................... 34

Figura 2.48 - As distâncias entre as partículas reduzem-se e a água em excesso pode ser dispensada . 34

Figura 2.49 - Influência da dosagem de cimento na resistência à compressão de betões com

superplastificantes ................................................................................................................................. 36

Figura 2.50 - Influência do período de cura na resistência à compressão de betões com

superplastificantes ................................................................................................................................. 36


xiii

Figura 2.51 - Influência da dosagem de superplastificante na trabalhabilidade de betões com AFR

(Mix 2)................................................................................................................................................... 37

Figura 2.52 - Influência da dosagem final de superplastificante sobre a trabalhabilidade dos betões

fabricados com AFR (Mix 2) ................................................................................................................ 38

Figura 2.53 - Variação da resistência à compressão em função do incremento de superplastificante em

BAFRB .................................................................................................................................................. 38

Figura 2.54 - Variação da relação a/c com a dosagem de superplastificante em BAFRB .................... 38

Figura 3.1 - Preparação da cofragem de contraplacado marítimo ......................................................... 44

Figura 3.2 - Cofragem com BO ............................................................................................................. 44

Figura 3.3 - Britadeira de maxilas utilizada .......................................................................................... 46

Figura 3.4 - Agregado reciclado após trituração ................................................................................... 46

Figura 3.5 - Curvas granulométricas de amostras de AFRB resultantes de diferentes aberturas das

maxilas .................................................................................................................................................. 47

Figura 3.6 - Curva de referência de Faury sem cimento, curva da mistura real e curvas granulométricas

dos agregados ........................................................................................................................................ 56

Figura 3.7 - Superplastificante Sikament 400 Plus ............................................................................... 59

Figura 3.8 - Superplastificante SikaPlast 898........................................................................................ 59

Figura 3.9 - Contentores das fracções de AFRB ................................................................................... 60

Figura 3.10 - Contentores dos AFP ....................................................................................................... 60

Figura 3.11 - Evolução da absorção de água dos AFRB ....................................................................... 61

Figura 3.12 - Peneiros da série 933-2 .................................................................................................... 64

Figura 3.13 - Máquina de peneirar ........................................................................................................ 64

Figura 3.14 - Pesagem de AFRB saturado com superfície seca ............................................................ 67

Figura 3.15 - Avaliação do estado saturado com superfície seca (com cone troncocónico e pilão) ..... 67

Figura 3.16 - Indicações da norma NP EN 1097-6 para a determinação do estado saturado com

superfície seca em agregados finos ....................................................................................................... 68

Figura 3.17 - Submersão do conjunto (amostra, peneiros e suporte) .................................................... 70

Figura 3.18 - Ensaio da evolução da absorção de água dos AFRB a decorrer ...................................... 70

Figura 3.19 - Remoção do material excedente ...................................................................................... 72

Figura 3.20 - Pesagem do recipiente preenchido com agregado ........................................................... 72

Figura 3.21 - Máquina de peneirar e peneiros ASTM ........................................................................... 73

Figura 3.22 - Máquina de Los Angeles ................................................................................................. 73

Figura 3.23 - Agregados separados segundo a NP EN 933-2 ............................................................... 77

Figura 3.24 - Medição de partícula ....................................................................................................... 77

Figura 3.25 - Equipamento para o ensaio de abaixamento .................................................................... 79

Figura 3.26 - Medição do abaixamento do betão .................................................................................. 79

Figura 3.27 - Formas de abaixamento, (a) ensaio válido e (b) ensaio inválido ..................................... 79

Figura 3.28 - Vibração do betão por agulha vibratória.......................................................................... 81

Figura 3.29 - Remoção dos vestígios de betão ...................................................................................... 81

Índice de figuras

xiv Pedro Sousa de Brito Pereira

Figura 3.30 - Pesagem do conjunto betão e recipiente .......................................................................... 81

Figura 3.31 - Pesagem de provete ......................................................................................................... 82

Figura 3.32 - Equipamentos utilizados .................................................................................................. 82

Figura 3.33 - Provete sujeito ao ensaio de compressão ......................................................................... 83

Figura 3.34 - Posicionamento do deflectómetro / transdutor ................................................................ 83

Figura 3.35 - Roturas satisfatórias de provetes cúbicos ........................................................................ 84

Figura 3.36 - Roturas não satisfatórias de provetes cúbicos.................................................................. 84

Figura 3.37 - Medição da velocidade de propagação de ultra-sons em provete .................................... 86

Figura 3.38 - Exemplo ilustrativo de um posicionador ......................................................................... 87

Figura 3.39 - Posicionamento do provete .............................................................................................. 88

Figura 3.40 - Posicionamento do provete .............................................................................................. 88

Figura 3.41 - Estação de ensaio (data logger, PC, prensa e provete) .................................................... 89

Figura 3.42 - Prensa hidráulica, provete e deflectómetros .................................................................... 89

Figura 3.43 - Pormenor de provete com extensómetro ......................................................................... 89

Figura 3.44 - Máquina de Böhme .......................................................................................................... 91

Figura 3.45 - Pó abrasivo ...................................................................................................................... 91

Figura 3.46 - Medição da altura do provete .......................................................................................... 93

Figura 3.47 - Ensaio de desgaste ........................................................................................................... 93

Figura 3.48 - Distribuição dos pontos de medição ................................................................................ 93

Figura 4.1 - Curva granulométrica da areia fina .................................................................................... 96

Figura 4.2 - Curva granulométrica da areia grossa ................................................................................ 97

Figura 4.3 - Curva granulométrica dos AFRB incorporados................................................................. 98

Figura 4.4 - Curva granulométrica da brita 1 ........................................................................................ 99

Figura 4.5 - Curva granulométrica da brita 2 ...................................................................................... 100

Figura 4.6 - Absorção de água dos AFRB das diversas investigações ................................................ 101

Figura 4.7 - Relação entre a massa volúmica do material seco e a capacidade de absorção de água de

AFRB das diversas investigações ........................................................................................................ 102

Figura 4.8 - Relação entre a massa volúmica dos agregados saturados com superfície seca e a

capacidade de absorção de água de AFRB das diversas investigações ............................................... 102

Figura 4.9 - Evolução da absorção de água dos AR das diversas investigações ................................. 103

Figura 4.10 - Massa volúmica aparente de AFRB das diversas investigações .................................... 104

Figura 4.11 - Teor de humidade das diversas investigações com ARB .............................................. 105

Figura 4.12 - Índice de forma dos AGN das diversas investigações ................................................... 105

Figura 4.13 - Resultados do ensaio de abaixamento ........................................................................... 106

Figura 4.14 - Variação do poder redutor dos superplastificantes com a taxa de incorporação de AFRB

............................................................................................................................................................. 107

Figura 4.15 -Relações a/c relativas dos BAFRB por tipo de adjuvante .............................................. 108

Figura 4.16 - Influência da incorporação de AFRB na massa volúmica dos betões ........................... 110

Figura 4.17 - Massa volúmica relativa dos BAFRB por tipo de adjuvante ......................................... 110


xv

Figura 4.18 - Influência de AFRB na massa volúmica relativa das diversas investigações ................ 110

Figura 4.19 - Influência de AFRB na resistência à compressão dos betões sem adjuvante ................ 112

Figura 4.20 - Influência de AFRB na resistência à compressão dos betões com superplastificante 1

........................................................................................................................................................... ..113

Figura 4.21 - Influência de AFRB na resistência à compressão dos betões com superplastificante 2..

............................................................................................................................................................. 113

Figura 4.22 - Influência dos AFRB na resistência à compressão aos 28 dias dos diversos betões ..... 114

Figura 4.23 - Relação entre resistência à compressão dos betões aos 28 dias e a relação a/c ............. 114

Figura 4.24 - Relação entre a resistência à compressão relativa e a taxa de incorporação de AFRB das

diversas investigações ......................................................................................................................... 115

Figura 4.25 - Evolução da resistência à compressão relativa dos BR ................................................. 115

Figura 4.26 - Resistência à compressão relativa dos BAFRB aos 7 dias ............................................ 115

Figura 4.27 - Resistência à compressão relativa dos BAFRB aos 28 dias .......................................... 116

Figura 4.28 - Resistência à compressão relativa dos BAFRB aos 56 dias .......................................... 116

Figura 4.29 - Curvas tensão (Ϭ) / deformação (Ԑ) dos BR .................................................................. 116

Figura 4.30 - Influência dos superplastificantes na resistência à compressão de BAFRB .................. 117

Figura 4.31 - Relação entre a velocidade dos ultra-sons e a resistência à compressão dos betões ..... 118

Figura 4.32 - Influência da incorporação de AFRB na resistência à tracção por compressão diametral

............................................................................................................................................................. 119

Figura 4.33 - Resistência à tracção por compressão diametral relativa dos BAFRB .......................... 119

Figura 4.34 - Influência de AFRB na resistência à tracção por compressão diametral das diversas

investigações ....................................................................................................................................... 120

Figura 4.35 - Influência dos superplastificantes na resistência à tracção por compressão diametral de

BAFRB ................................................................................................................................................ 121

Figura 4.36 - Relação entre o módulo de elasticidade e a tensão de rotura de diferentes betões ........ 122

Figura 4.37 - Influência da incorporação de AFRB no módulo de elasticidade.................................. 122

Figura 4.38 - Módulo de elasticidade relativo dos BAFRB ................................................................ 122

Figura 4.39 - Influência de AFRB no módulo de elasticidade das diversas investigações ................. 123

Figura 4.40 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão dos BAFRB ...... 124

Figura 4.41 - Relação entre v2d e Ec .................................................................................................... 125

Figura 4.42 - Relação entre o módulo de elasticidade e a massa volúmica do betão .......................... 125

Figura 4.43 - Influência dos superplastificantes no módulo de elasticidade de BAFRB .................... 125

Figura 4.44 - Influência da incorporação de AFRB na resistência ao desgaste por abrasão ............... 126

Figura 4.45 - Resistência ao desgaste por abrasão relativa dos BAFRB ............................................. 126

Figura 4.46 - Comparação da resistência ao desgaste por abrasão das diversas investigações com

AFRB .................................................................................................................................................. 127

Figura 4.47 - Influência dos superplastificantes na resistência ao desgaste por abrasão de BAFRB .. 127

Índice de figuras

xvi Pedro Sousa de Brito Pereira

ÍNDICE DE QUADROS

Quadro 1.1 - Produção de RCD e tonelagem de RCD per capita produzidos na União Europeia ......... 2

Quadro 2.1 - Composições dos betões (1 m3) da campanha de Khatib (2004) ....................................... 6

Quadro 2.2 - Composições dos betões (1 m3) da 2ª fase experimental de Evangelista (2007) ............... 7

Quadro 2.3 - Composição dos betões da 2ª série (1 m3) da campanha de Kou e Poon (2009) ............... 7

Quadro 2.4 - Resumo do levantamento bibliográfico de absorções de água ......................................... 13

Quadro 2.5 - Resumo do levantamento bibliográfico de massas volúmicas ......................................... 15

Quadro 2.6 - Dosagem e poder redutor de água de superplastificantes ................................................ 35

Quadro 2.7 - Evolução da resistência à compressão com e sem o uso de superplastificantes .............. 36

Quadro 3.1 - Ensaios, idade, quantidade e dimensões dos provetes ensaiados ..................................... 43

Quadro 3.2 - Composição do betão de origem ...................................................................................... 45

Quadro 3.3 - Resultados do ensaio de compressão do betão de origem (28 dias) ................................. 45

Quadro 3.4 - Resultados das análises granulométricas e proporção de finos de amostras resultantes de

diferentes aberturas das maxilas ............................................................................................................ 47

Quadro 3.5 - Teor de CACO3 das diversas amostras de AFRB ............................................................ 48

Quadro 3.6 - Desvios padrão em função do grau de controlo de produção .......................................... 50

Quadro 3.7 - Dosagem de cimento pela fórmula de Bolomey ..................................................................... 51

Quadro 3.8 - Volume de vazios em função da máxima dimensão dos agregados................................. 51

Quadro 3.9 - Valores dos parâmetros K e K’ para determinação do índice de vazios .......................... 52

Quadro 3.10 - Valores dos parâmetros A e B ........................................................................................ 55

Quadro 3.11 - Definição das curvas de Faury ....................................................................................... 55

Quadro 3.12 - Resumo dos resultados do método de Faury .................................................................. 56

Quadro 3.13 - Composição do betão de referência (BR0) .................................................................... 57

Quadro 3.14 - Percentagens de finos no total dos agregados finos da curva da mistura real por fracções

............................................................................................................................................................... 60

Quadro 3.15 - Composições dos diferentes betões (1m3) ...................................................................... 62

Quadro 3.16 - Massa mínima dos provetes de ensaio ........................................................................... 63


Quadro 3.18 - Volume mínimo do recipiente de ensaio ........................................................................ 72


Quadro 4.1 - Análise granulométrica da areia fina ................................................................................ 96

Quadro 4.2 - Análise granulométrica da areia grossa ............................................................................ 97

Quadro 4.3 - Análise granulométrica dos AFRB incorporados ............................................................. 98

Quadro 4.4 - Análise granulométrica da brita 1 .................................................................................... 99

Quadro 4.5 - Análise granulométrica da brita 2 .................................................................................. 100

Quadro 4.6 - Massas volúmicas e absorção de água dos agregados.................................................... 101

Quadro 4.7 - Massas volúmicas aparentes dos agregados ................................................................... 103


xvii

Quadro 4.8 - Desgaste de Los Angeles dos agregados grossos naturais .............................................. 104

Quadro 4.9 - Resultados do ensaio de índice de forma ....................................................................... 105

Quadro 4.10 - Resultados do ensaio de abaixamento (cone de Abrams) ............................................ 107

Quadro 4.11 - Variação do poder redutor de água dos adjuvantes com a incorporação de AFRB ..... 107

Quadro 4.12 - Aumento da quantidade de agregados nas composições com as alterações da relação a/c

............................................................................................................................................................. 108

Quadro 4.13 - Variação da massa volúmica em função da taxa de incorporação de AFRB e do tipo de

adjuvante utilizado .............................................................................................................................. 109

Quadro 4.14 - Influência de AFRB e superplastificante na resistência dos betões à compressão aos 7

dias ...................................................................................................................................................... 111


dias ...................................................................................................................................................... 111


dias ...................................................................................................................................................... 111

Quadro 4.17 - Relação entre as resistências à compressão aos 7 e 56 dias com a resistência aos 28 dias

............................................................................................................................................................. 113

Quadro 4.18 - Velocidade de propagação de ultra-sons nos betões .................................................... 117

Quadro 4.19 - Resultados do ensaio de resistência à tracção por compressão diametral .................... 118

Quadro 4.20 - Resultados do ensaio do módulo de elasticidade aos 28 dias ...................................... 121

Quadro 4.21 - Resultados do ensaio de desgaste aos 91 dias .............................................................. 125

Quadro 4.22 - Dosagem total de SP, em percentagem da dosagem de cimento, necessária para produzir

BAFRB com desempenho mecânico igual ou superior ao do BR respectivo ..................................... 133

Quadro 5.1 - Quadro resumo do comportamento mecânico dos BAFRB ........................................... 138

Abreviaturas

xviii Pedro Sousa de Brito Pereira

ABREVIATURAS

RCD Resíduos de construção e demolição;

AP Agregados primários ou naturais;

AFP Agregados finos primários ou naturais;

AGP Agregados grossos primários ou naturais;

AR Agregados reciclados;

AFR Agregados finos reciclados;

AGR Agregados grossos reciclados;

ARB Agregados reciclados de betão;

AFRB Agregados finos reciclados de betão;

AGRB Agregados grossos reciclados de betão;

BAR Betão fabricado com incorporação de agregados reciclados;

BARB Betão fabricado com incorporação de agregados reciclados de betão;

BAFRB Betão fabricado com agregados finos reciclados de betão;

SA Sem adjuvante;

SP 1 Superplastificante 1 ou superplastificante corrente;

SP 2 Superplastificante 2 ou superplastificante de última geração;

BO Betão de origem;

BR Betão de referência fabricado sem agregados reciclados;

B0 Betão fabricado sem adição qualquer tipo de adjuvantes;

B1 Betão fabricado com adição de um superplastificante corrente;

B2 Betão fabricado com adição de um superplastificante de alto desempenho;

B10 Betão com 10% de substituição de AFP por AFRB;

B30 Betão com 30% de substituição de AFP por AFRB;

B50 Betão com 50% de substituição de AFP por AFRB

B100 Betão com 100% de substituição de AFP por AFRB.


xix

In

1. Introdução

1.1. Considerações iniciai

A nível global, o desenvolvimento

poderão pôr em causa a sua susten

de construção civil, nomeadamen

tratamento anual de milhões de to

depósito feito em aterros ou terren

debruçar.

O Grupo Symonds (1999) indica

anualmente mais de 450 milhões d

resultantes da escavação de solos o

ou reciclado, sendo os restantes 72

em aterros (Figura 1.1).

Figura 1.1 - Milhões de toneladas d

Relatórios mais recentes, baseado

quantidade de RCD produzidos na

per capita quase que a duplicar

reciclados, em média, 47% dos RC

baixo e que, em países como Di

ultrapassam os 70% (SONIGO et a

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Influência de superplastificantes em betões com fino

s

imento e a expansão da raça humana acarretam prejuí

ustentabilidade. A exploração ininterrupta de matéria

damente de recursos não renováveis e a problemática

de toneladas de resíduos da construção e demolição

terrenos baldios, são temas sobre os quais o sector da

indica, no seu relatório para a União Europeia (UE)

s de toneladas de RCD, das quais se destacam 180 m

solos ou construção de estradas. Deste volume, soment

ntes 72% (cerca de 130 milhões de toneladas) incinera

das de RCD produzidos pelos países membros da UE e seu de

relatório SYMONDS, 1999)

seados nos anos 2002, 2004 e 2006, alertam para o sé

dos na UE (Quadro 1.1), com a tonelagem de RCD pro

plicar num período de 4 anos. Actualmente, nos pa

dos RCD, enquanto que em Portugal este valor é cons

Dinamarca, Estónia, Alemanha ou Holanda, os va

et al,. 2010).

finos reciclados de betão

1

prejuízos ambientais que

atérias-primas para obras

mática em que consiste o

lição (RCD), sendo o seu

tor da construção se deve

(UE), que são produzidos

180 milhões que não são

omente 28% é reutilizado

cinerados ou depositados

seu destino (adaptado do

ra o sério crescimento da

D produzidos anualmente

nos países membros, são

é consideravelmente mais

os valores considerados

Milhões de toneladas de RCD

% reutilizada ou reciclada

% incenerada ou aterrada

Introdução

2 Pedro Sousa de Brito Pereira

Quadro 1.1 - Produção de RCD e tonelagem de RCD per capita produzidos na União Europeia (adaptado de SONIGO

et al., 2010)

Fonte Ano de

referência

Produção de RCD

(milhões de toneladas)

Toneladas de

RCD per capita

WBCSD 2009 2002 510 1,1

ETC / RWM 2009 2004 866 1,8

EUROSTAT 2010 2006 970 2,0

Embora a construção civil seja uma actividade em permanente evolução, só recentemente se começou

a equacionar a reutilização dos RCD. Evangelista (2007) indica, como causas para esse efeito, as

preocupações governamentais e/ou fiscalização deficientes que permitem a deposição de RCD em

vazadouros ilegais (Figura 1.2), a relativa abundância de matéria-prima em Portugal e a fase precoce

em que se encontram os conhecimentos científicos sobre os temas da reciclagem e reutilização de

RCD.

Figura 1.2 - RCD depositados em vazadouro ilegal

Face à problemática da sustentabilidade da construção em Portugal, foi publicado no Diário da

República o Decreto-Lei n.º 46/2008 que legisla o regime das operações de gestão de RCD,

compreendendo a sua prevenção e reutilização e as suas operações de recolha, transporte,

armazenagem, triagem, tratamento, valorização e eliminação.

O conhecimento sobre a reutilização de RCD na construção continua a desenvolver-se. De entre os

mais recentes progressos, destacam-se diversas investigações realizadas no IST ou os esforços do

LNEC para implementar a especificação E-471 (2006), que estabelece as condições necessárias para a

utilização de agregados grossos reciclados de betão (AGRB) em betões estruturais.

Embora a reutilização de AGRB seja, cada vez mais, considerada uma solução sustentável, os

agregados finos reciclados de betão (AFRB) são ainda considerados demasiado perniciosos para o

desempenho dos betões. Neste sentido, desenvolve-se a presente dissertação sobre a incorporação de


3

agregados finos reciclados de betão em betões estruturais, particularmente sobre a influência de

superplastificantes no seu comportamento mecânico.

1.2. Objectivos da dissertação

No âmbito das recentes investigações levadas a cabo no IST, em particular a de Evangelista (2007), a

presente dissertação tem o propósito de aprofundar o conhecimento no domínio da reutilização de

RCD. Com este trabalho de investigação, pretende-se avaliar as características mecânicas de betões

com agregados finos reciclados de betão (BAFRB), para diferentes taxas de incorporação de AR,

através da comparação com o betão de referência (BR), e ainda avaliar a influência de

superplastificantes no desempenho mecânico nesses betões.

Para comparar os efeitos dos adjuvantes, foi fulcral a correcta definição de taxas de substituição de

agregados finos primários (AFP) por AFRB. De acordo com as conclusões de Evangelista (2007), para

além do valor limite de 100%, especificou-se uma taxa de incorporação de AFRB de 30% e ainda duas

percentagens intermédias, 10 e 50%. Deste modo, por adjuvante, foram fabricados 5 betões: um de

referência e quatro BAFRB, com taxas de 10, 30, 50 e 100% de substituição volumétrica de AFP por

agregados finos reciclados (AFRB). As comparações entre as características dos betões possuíram

como bases: a mesma dosagem de cimento e adjuvantes, quando utilizados, e curva granulométrica da

mistura real constante. Relativamente ao desempenho mecânico, as propriedades avaliadas foram:

resistência à compressão, resistência à tracção, módulo de elasticidade e resistência à abrasão.

1.3. Metodologia e organização da dissertação

O trabalho de investigação que resultou na presente dissertação foi precedido de uma pesquisa

bibliográfica ampla, realizada a nível nacional e internacional. Deste modo, pretendeu-se adquirir um

conhecimento global sobre o tema e ganhar sensibilidade para a avaliação dos resultados

subsequentes.

Seguiu-se a estruturação do plano de ensaios, com base nas normas e especificações de agregados e

betão estrutural, necessárias à sua realização. A planificação dos ensaios, a monitorização de

resultados e a definição e quantificação dos recursos necessários foram os pontos fulcrais na

preparação da campanha experimental.

Uma vez planificada, a campanha experimental envolveu a preparação dos materiais, a produção dos

betões, a realização de ensaios e a recolha de resultados. Numa primeira fase, procedeu-se à obtenção

dos agregados finos reciclados a serem incorporados, assim como de agregados naturais e cimento.

Esta fase foi secundada pela caracterização dos agregados, reciclados e naturais, que foram utilizados

no fabrico dos betões. Na terceira fase, procedeu-se à formulação, fabrico e correcção de cada um dos

betões, com o particular cuidado de assegurar a mesma trabalhabilidade, as mesmas condições de

vibração e a inexistência de exsudação e segregação dos agregados. Numa fase final, foram avaliados

os desempenhos mecânicos dos diversos betões.

Introdução


Na etapa seguinte, teve lugar o tratamento e análise dos resultados dos espécimes ensaiados. Os

desempenhos registados foram discutidos e comparados com os valores e relações recolhidas no

levantamento bibliográfico. Estas análises foram executadas com a intenção de avaliar e compreender

o efeito de diferentes taxas de AFRB nos betões e, sobre estes, a influência dos superplastificantes.

Na última etapa, encerra-se a investigação com uma apresentação clara, coerente e concisa das

conclusões depreendidas nas análises, verificações e discussões dos resultados. Assim, com a

finalidade de tornar mais perceptível a organização de toda esta informação, procede-se à sua

descrição sobre a forma de dissertação que se desenrola em cinco capítulos:

� capítulo 1: consiste numa pequena introdução ao propósito da dissertação, aos seus

objectivos, metodologia e considerações iniciais que os acompanham;

� capítulo 2: resulta do levantamento do estado da arte a nível nacional e internacional, com a

apresentação, descrição e análise dos resultados registados nas diferentes investigações

desenvolvidas acerca do uso de AR, com relativo enfoque para os trabalhos envolvendo

AFRB; o capítulo é encerrado com uma revisão dos efeitos resultantes da aplicação de

superplastificantes em betões, assunto amplamente difundido no sector da construção;

� capítulo 3: descreve, em pormenor, a metodologia seguida na campanha experimental para a

formulação, o fabrico e a correcção de todas as composições de betões; são apresentados em

detalhe os procedimentos de ensaio levados a cabo sobre os agregados, betão no estado fresco

e betão no estado endurecido, assim como as respectivas adaptações movidas a alguns

procedimentos;

� capítulo 4: apresenta os valores resultantes dos ensaios da campanha experimental,

procurando extrair conclusões destes, aferindo a variação de desempenho dos betões com o

aumento da incorporação de AFRB, por comparação com o BR, e a influência que a

introdução de superplastificantes tem nesses betões; procura-se isolar os efeitos da

incorporação dos AR, fixando o tipo de adjuvante, isolar os efeitos dos superplastificantes,

fixando as taxas de incorporação de AFRB, analisar, em termos relativos, estes resultados e

determina-se a influência dos superplastificantes nas propriedades mecânicas dos betões; são

também comparados os resultados obtidos com os recolhidos no capítulo 2, procurando-se

confrontar o verificado pelos demais autores;

� capítulo 5: consiste na conclusão geral da dissertação, com realce nas relações estabelecidas

no capítulo 4 e nas justificações que as suportam; são também propostas matérias para

investigações futuras de questões que sejam levantadas durante a dissertação.

Por fim, é apresentada a bibliografia que suporta a dissertação que é encerrada com os anexos

referidos ao longo do texto.


5

2. Estado da arte

2.1. Introdução

O presente capítulo pretende apresentar uma síntese dos resultados mais relevantes obtidos em

investigações sobre AFR, em especial de AFRB, e a sua incorporação em betões, assim como o efeito

de superplastificantes nesses betões.

Numa primeira abordagem, debruça-se sobre as propriedades dos agregados reciclados, seguidas das

características mecânicas de betões com eles produzidos. Por fim, são analisados os diferentes géneros

de superplastificante e o seu efeito em betões. Em todo o processo, são desenvolvidos os aspectos

considerados mais relevantes para a realização da campanha experimental e discussão dos resultados.

2.2. Descrição das principais campanhas experimentais

Apresenta-se, sucintamente, o enquadramento das principais investigações relativas ao estudo de

AFRB e BAFRB.

2.2.1. Leite (2001)

Leite (2001) estudou as propriedades de AR de RCD (Figura 2.1), provenientes do betão, argamassa e

elementos cerâmicos, e o seu efeito sobre o desempenho mecânico de betões. A autora testou diversas

taxas de substituição de AP por AR, grossos e finos, por família de BAR, definida pela relação água /

cimento respectiva (0,40 / 0,45 / 0,60 / 0,75 / 0,80).

A autora compensou, parcialmente, os requesitos de água na amassadura pela incorporação de AR

através da pré-saturação dos agregados e, em composições onde a taxa de AR era mais alta, recorreu a

adição de superplastificante para contrariar os efeitos que têm na trabalhabilidade do betão.

Figura 2.1 - Composição dos AFR (LEITE, 2001)

2.2.2. Khatib (2004)

O estudo de Khatib (2004) focou a avaliação das propriedades de betões com a incorporação de AFR

provenientes de RCD. Foram ensaiados betões com a incorporação isolada de agregados finos britados

de betão (CC) e de finos de origem cerâmica (CB), ambos de granulometria inferior a 5 mm. Estes

Estado da arte


possuíram uma relação a/c aparente constante, igual a 0,50, e taxas de substituição de agregados finos

naturais por AFRB, em massa, de 0, 25, 50, 75 e 100%. O Quadro 2.1 contém as composições dos

betões ensaiados, nas quais o autor não manteve a granulometria dos agregados.

Quadro 2.1 - Composições dos betões (1 m3) da campanha de Khatib (2004)

Taxa de AFRB Cimento (kg) Água (kg) AFP (kg) AFRB (kg) AGP (kg)

Controlo 0 325 162 649 0 1298

CC 25 25 322 161 483 161 1288

CC 50 50 320 159 320 320 1277

CC 75 75 317 158 158 457 1267

CC100 100 315 157 0 629 1257

2.2.3. Solyman (2005)

Solyman (2005) apresenta até à data um dos mais extensos estudos sobre a natureza e propriedades de

AFRB e o seu efeito em betões e misturas betuminosas. A sua investigação debruça-se sobre

agregados de 13 origens diferentes, desde areia natural rolada de origem siliciosa (NS), AFRB

produzidos em laboratório a partir de um B 35 (RC 1), agregados finos britados de origem calcária

(LQ 1 e LQ 2), até toda uma série de AFR provenientes de centrais de reciclagem de RCD, sobretudo

constituídos por AFRB, mas contendo outros materiais (RC 2 a RC 10). O efeito dos AFR foi testado

através de nove misturas diferenciadas, com dosagens de cimento desde 280 a 360 kg/m3, relações a/c

entre 0,48 e 0,66 e diferentes granulometrias, o que resultou num total de 511 amassaduras distintas. O

autor recorreu a um superplastificante de base polihidrocarboxílica como adjuvante na obtenção de

consistência adequada em certas amassaduras (cuja dosagem não ultrapassou 1% da massa do

cimento). Infelizmente, o autor recorre quase sempre em exclusivo à descrição gráfica dos seus

resultados, dificultando a comparação destes com os das demais investigações.

2.2.4. Evangelista (2007)

As características de AFRB e a sua influência no desempenho mecânico e durabilidade de betões

foram amplamente estudados por Evangelista (2007). Os AFRB utilizados foram obtidos a partir da

britagem (por trituradora de maxilas) de um betão de origem fabricado exclusivamente para esse

efeito. Ao definir uma trabalhabilidade com um abaixamento alvo de 80 ± 10 mm (classe S2 pela

norma NP EN 206-1) e uma vez fixada a dosagem de superplastificante aplicado, o autor fez variar a

relação água / cimento para atingir a consistência desejada. Os betões foram produzidos com uma

dosagem de cimento de 380 kg/m3 e, na substituição volumétrica de AFP por AFRB, foi mantida a

granulometria da mistura de referência.

Os ensaios aos BAFRB foram divididos em três fases distintas, uma 1ª onde as amassaduras foram

produzidas com o intuito de avaliar e acertar a sua composição para obter a trabalhabilidade desejada,

uma 2ª onde foram preliminarmente avaliadas as características dos betões e uma 3ª onde seriam

estudadas as composições mais promissoras.


7

Quadro 2.2 - Composições dos betões (1 m3) da 2ª fase experimental de Evangelista (2007)

BC B10R B20R B30R B50R B100R

% de substituição 0 10 20 30 50 100

Cimento CEM I 42.5R (kg) 380

Água (l) 160 163 163 163 163 171

a/c aparente 0,42 0,43 0,44 0,44 0,44 0,48

a/c efectiva 0,42 0,43 0,43 0,43 0,43 0,45

AFN (kg) 664 595 529 462 330 0

AFR (kg) 0 49 99 148 246 488

Brita 1 (kg) 407 404 404 404 404 400

Brita 2 (kg) 380 378 378 378 378 374

Brita 3 (kg) 395 393 393 393 393 388

Superplastificante (kg/m3) 4,9

Abaixamento (mm) 87 105 100 90 85 79

2.2.5. Kou e Poon (2009)

A investigação de Kou e Poon (2009) procurou testar a aplicação de AFRB em betões auto-

compactáveis. Ainda que estes sejam betões de composição muito distinta da usual nos betões

correntes, como são estudados os efeitos da incorporação de AFRB, esta campanha experimental

ganha relevância e as características dos BAFRB podem ser comparadas com as demais, pelo menos,

em termos relativos.

Sumariamente, os betões são compostos por AFP, AFRB (em taxas de substituíção volumétrica de

0%, 25%, 50%, 75% e 100%), AGRB, cimento (a dosagem constante de 340 kg/m3), cinzas volantes

(CV 1 e CV 2), superplastificante (SP) e um agente de viscosidade (adjuvante para controlar a

segregação). A sua composição é apresentada no Quadro 2.3.

Quadro 2.3 - Composição dos betões da 2ª série (1 m3) da campanha de Kou e Poon (2009)

2ª série a/c.aparente %AFRB Água

(l)

Cimento

(kg)

AFP

(kg)

AFRB

(kg)

AGRB

(kg)

C.V.1

(kg)

C.V.2

(kg)

SP

(kg)

Controle

0,44

0

180 340

662 0

850 70 200 8,5

RCF25 25 497 145

RCF50 50 331 291

RCF75 75 166 436

RCF100 100 0 581

Além da variação da quantidade de AFRB, foram constituídas 3 séries experimentais - uma 1ª, onde

são empregues todos os constituintes atrás referidos, com excepção de uma das cinzas volantes, e é

feita variar a dosagem de agente de consistência, fixando a relação a/c em 0,53; uma 2ª, onde é fixada

uma relação água / ligante de 0,44, não é utilizado adjuvante para controlar a consistência e são

utilizadas ambas as cinzas volantes; e uma 3ª, onde é fixada taxa de incorporação de AFRB em 100%

e é feito variar a relação água / ligante através da redução de água e aumento da dosagem de

superplastificante. De entre as séries referidas, crê-se que a 2ª é a que possui BAFRB mais

Estado da arte


semelhantes aos ensaiados nas restantes investigações, por fazer uso de apenas um adjuvante

(superplastificante) e por manter constante os parâmetros da mistura, excepto à quantidade de AFRB.

2.3. Propriedades dos agregados reciclados de betão

O agregado reciclado de betão resulta da trituração de elementos de betão e é caracteristicamente

constituído por material pétreo, proveniente dos agregados originais, que serve de suporte a vestígios

de argamassa aderida (Figura 2.2).

Figura 2.2 - Génese de agregados reciclados de betão

2.3.1. Forma das partículas

Ainda que as normas vigentes para a avaliação da forma das partículas, nomeadamente o ensaio do

índice de forma pela norma NP EN 933-4 (2002), permitam apenas a caracterização directa de

agregados grossos, considerou-se relevante abordar esta característica dos agregados reciclados de

betão. Devido a uma maior superfície específica, é expectável que este efeito seja mais acentuado nos

AFRB do que nos AGRB.

A forma dos agregados tem grande influência sobre propriedades do betão tais como trabalhabilidade,

ângulo de atrito interno, compacidade e, em última análise, todas as que dependem da quantidade de

amassadura (COUTINHO, 1988).

Os AFRB, devido à sua origem, são mais achatados e angulosos do que os agregados finos ideais para

a produção de betão, factores que se consideram responsáveis pelos efeitos prejudiciais na

trabalhabilidade do betão (HANSEN, 1992).

Solyman (2005) refere que os AFRB possuem, em geral, uma superfície mais áspera quando

comparados aos agregados naturais, enquanto que a forma das partículas, expectavelmente mais

achatada do que a dos agregados finos naturais, em muito depende do modo de processamento dos

materiais demolidos. O autor verifica tais pressupostos através de uma análise com scanner

microscópico electrónico a AFRB e aos respectivos AFP de referência (Figura 2.3). Contudo, através

do mesmo processo, Malhotra (1976) verificou que as partículas de betão reciclado tendem a ser mais

arredondadas e a possuir uma superfície mais lisa do que os agregados finos britados de calcário


9

utilizados como referência, sendo ainda os agregados finos naturais rolados os que apresentam menor

angulosidade e rugosidade.

Figura 2.3 - Análise da forma e textura superficial de partículas de AFP e AFRB (SOLYMAN, 2005)

Uma vez que os AFR possuem uma superfície mais angulosa e rugosa do que os seus homólogos

naturais, tal é dado como justificação para diversos resultados pontuais onde os betões com AFR

possuem melhor desempenho do que os correspondentes BR. Com noção deste efeito, Leite (2001)

estudou em pormenor as zonas de interacção agregado / pasta por observação através de scanner

microscópio electrónico de electrões secundários. A autora refere que a comparação das Figuras 2.4 e

2.5 comprova a existência de maiores interfaces de ligação agregado / pasta com os AFRB do que com

os AFP. Com base nas Figuras 2.6 e 2.7, conclui que é possível assinalar uma clara diferença entre a

zona de ligação da matriz cimentícia / AFRB e a zona de ligação da matriz cimentícia / AFP. Leite

(2001) refere que, no betão de referência (Figura 2.7), não há qualquer tipo de ligação da pasta com a

superfície do AFP. Em contrapartida, no betão com agregados reciclados (AFRB em pormenor na

Figura 2.6), a zona de transição está interligada por produtos de hidratação, factor que diminui o

tamanho e a dimensão de fissuras, que ainda se podem formar, mas que, no seu conjunto, prejudicam

muito menos a resistência do betão reciclado.

Figura 2.4 - Betão com AFRB, zoom de 8000x

(LEITE, 2001)

Figura 2.5 - Betão de referência, zoom de 8000x

(LEITE, 2001)

Estado da arte


Figura 2.6 - Pormenor da ligação AFRB / pasta, zoom

de 33000x (LEITE, 2001)

Figura 2.7 - Pormenor da ligação AFP / pasta, zoom

de 33000x (LEITE, 2001)

2.3.2. Absorção de água

A capacidade de absorção de água por um agregado resulta do quociente, em percentagem, entre a

diminuição da massa de uma amostra de agregado saturado em água com as partículas com superfície

seca, geralmente referente a um período de 24 h, seca em estufa a 105 ºC, até atingir massa constante,

e a massa da amostra seca.

Em relação à utilização de AR em betões, quanto maior for a sua absorção, maior a diferença entre a

relação água / cimento aparente, a que é introduzida na mistura, e a efectiva, a que contribui para a

hidratação do cimento e para a trabalhabilidade do betão. No entanto, uma maior absorção de água

pelo agregado obriga a um aumento da relação água / cimento aparente, o que implica consequências

prejudiciais para as características mecânicas e de durabilidade do betão endurecido. A porosidade dos

agregados está directamente associada à sua absorção de água (BRITO, 2005).

A absorção de água será maior nos AFR do que nos AGR, uma vez que aumenta com a superfície

específica das partículas e esta com a diminuição da sua granulometria. Este efeito será ainda

potenciado pelo facto de o teor em cimento aumentar significativamente nos AFR em relação aos

AGR. Assim, compreende-se facilmente a razão por que a absorção dos AFR pode atingir valores

relativamente elevados (BRITO, 2005).

Etxeberria (2004) indica o tamanho do agregado, a quantidade de pasta aderida e a massa volúmica

como as principais causas das diferenças entre AR e AP a nível da capacidade de absorção de água.

Em adição, Brito (2005) concluiu que a absorção de água aumenta com a diminuição da

granulometria, por força do aumento de superfície específica do agregado, e que a relação a/c não

afecta esta característica.

Angulo (2005) apresenta resultados que evidenciam a correlação entre a capacidade de absorção de

água dos agregados e a sua massa volúmica, como se verifica na Figura 2.8.


11

Figura 2.8 - Correlação entre absorção de água e massa volúmica dos agregados (ANGULO, 2005)

Segundo Poon et al. (2004) deve ter-se em consideração o grau de saturação dos agregados na

quantificação da água de amassadura. Estes investigadores concluíram que a trabalhabilidade inicial

do betão está dependente da água livre na pasta de cimento, mas a perda de trabalhabilidade no tempo

está dependente do estado de saturação dos agregados. Por outras palavras, a absorção de água dos

agregados, embora dependa da porosidade dos agregados, depende igualmente do teor em água dos

mesmos antes de serem adicionados à mistura.

Hansen e Marga (1988) aludiram à dificuldade de determinar a capacidade de absorção de água de

AFR por via do especificado nas normas tradicionais, sobretudo as propostas pela ASTM. Segundo os

autores, as propriedades coesivas do material húmido podem originar resultados incoerentes,

especialmente em análises às partículas saturadas com superfície seca.

No seu estudo sobre AR, Leite (2001) procurou caracterizar a capacidade de absorção dos agregados

reciclados através de pesagens diferidas no tempo do material imerso com recurso a uma balança

hidroestática. A autora definiu duas absorções secundárias, designadas por absorção do material seco

(ASECA) e absorção do material submerso (ASUB), definidas nas equações (2.1) e (2.2), em função das

massas do material submerso nos instantes final (MSUB-F) e inicial (MSUB-0) e da massa do material seco

em estufa.

A�� = M�� − M�� M��

(2.1)

A�� = M�� − M�� M��

(2.2)

Através da monitorização da variação da massa do material, Leite (2001) constatou que a absorção de

água dos AFR ocorre abruptamente nos 4 minutos inicias, atingindo cerca de 50% do potencial de

absorção dos agregados, evolui com menor intensidade até aos 240 minutos, onde atinge cerca de 90%

da capacidade de absorção, instante a partir do qual a capacidade de absorção do material evolui

tenuemente até atingir as 24 horas de imersão (Figura 2.9).

Estado da arte


Figura 2.9 - Variação da absorção de água de AFR (adaptado de LEITE, 2001)

Leite (2001) obteve valores de capacidade de absorção do material fino seco de 6,0 e de 11,2% para o

material submerso. Dada a impossibilidade de determinação das absorções reais dos agregados, pois

não foi possível obter a massa do material seco em balança hidrostática, é apresentada, no Quadro 2.4,

a média das duas absorções secundárias, valor que a autora adoptou como aproximado do real. Leite

(2001) apresenta ainda as taxas de absorção de ARB verificadas por Dessy et al. (1998) e os resultados

verificados por Quebaud (1996), que ensaiou AFR e AGR de betões e argamassas, obtendo taxas de

absorção de água entre 6 e 7% para os ARB e entre 15 e 17% para os agregados produzidos a partir de

argamassas.

Com o intuito de avaliar a evolução da absorção de água de AGRB, Ferreira (2007) utilizou o método

proposto por Leite (2001). Obteve uma capacidade de absorção de água de 5,8%, inferior ao verificado

por Leite (2001) para os agregados finos. Contudo, apesar de os AGRB possuírem uma superfície

específica menor do que a dos finos, aos 5 minutos de ensaio tinham atingido cerca de 90% do seu

potencial de absorção (Figura 2.10).

Figura 2.10 - Absorção de água ao longo do tempo pelos AGRB (FERREIRA, 2007)

Também Solyman (2005) constatou disparidades entre a capacidade de absorção de água de AFRB

(RC 1), de misturas de AFR de RCD e de AFP (N.S), como mostra o Quadro 2.4. Além da maior

capacidade de absorção de água dos AFRB face aos AFP, verificou que grande parte da capacidade de

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

rela

tiva

à

abso

rção

pot

enci

al

Tempo decorrido (minutos)


13

absorção de água se esgota aos 10 minutos de imersão (Figura 2.11). Na sua dissertação, refere os

resultados de Kerkhoff e Siebert (2001) que ensaiaram AFRB e AGRB produzidos a partir de betões

B15 e B35.

Figura 2.11 - Absorção de água de AFR aos 10 minutos e após 24 horas (SOLYMAN, 2005)

Kou e Poon (2009) também verificaram, para os AFRB utilizados, uma absorção de água aos 10

minutos de 6,05%, o que corresponde a 51% da absorção dos agregados às 24 h.

O levantamento bibliográfico efectuado sobre a capacidade de absorção de água dos ARB é resumido

no Quadro 2.4.

Quadro 2.4 - Resumo do levantamento bibliográfico de absorções de água

Autores Tipo de agregado Absorção de água, 24 h (%)

Hansen e Narud (1983) AFRB 9,8

Quebaud (1996) AFR 12,2

Dessy et al. (1998) AFRB 8,15

Leite (2001) AFR 8,60

AGR 4,95

Kerkhoff e Siebert (2001) AFR 9 a 10

Lin et al. (2004) AFRB 11,30

AFP 2,23

Katz (2003) AFR 12,7

AFP 0,5 a 1,5

Khatib (2004) AFRB 6,2

AFP 0,8

Solyman (2005)

AFRB 8,0

AFR de RCD 3,8 a 11,5

AFP 0,4

Evangelista (2007) AFRB 13,1

AFP 0,8

Kou e Poon (2009) AFRB 11,86

AFP 0,88

Estado da arte


2.3.3. Massa volúmica e baridade

A massa volúmica de um agregado é definida como a relação entre a massa das partículas e o seu

volume e baridade como a massa por unidade de volume aparente de um conjunto de agregados

(COUTINHO, 1988).

Os ARB têm massa volúmica e baridade menores quando comparados com os seus homólogos

naturais. Tal deve-se à pasta endurecida aderida que os ARB possuem, mais porosa e com massa

volúmica menor do que o material pétreo, pelo que, quanto maior o teor de pasta aderida, menores

serão a massa volúmica e baridade dos ARB. É expectável que este efeito seja mais intenso sobre os

AFRB devido ao aumento do teor de pasta endurecida aderida nas granulometrias menores e devida à

sua maior angulosidade (BRITO, 2005).

No seu compêndio bibliográfico, Hansen (1992) refere que para o mesmo tipo de cimento e mesmos

agregados naturais é expectável que as massas volúmicas dos ARB não possuam valores muito

díspares, mesmo para betões de origem com diferentes relações água / cimento.

De acordo com Hansen (1992) existe uma relação parabólica entre a massa volúmica do material seco

e a sua capacidade de absorção de água. Como se pode constatar pela Figura 2.12, com base no

levantamento bibliográfico feito, existe uma clara correlação (R2 = 0,81) entre estas propriedades dos

AFRB.

Figura 2.12 - Relação entre a massa volúmica do material seco e a capacidade de absorção de água de AFRB

(levantamento bibliográfico)

O Quadro 2.5 reúne o levantamento bibliográfico realizado, relativamente às massas volúmicas dos

agregados, onde ρs indica a massa volúmica dos agregados secos, ρssd a massa volúmica dos agregados

saturados com superfície seca, ρa a massa volúmica do material impermeável e ρb a baridade ou massa

volúmica aparente.

y = -184240x2 + 30855x + 1106,3R² = 0,8097

1850

1950

2050

2150

2250

2350

2450

6% 8% 10% 12% 14%

Mas

sa v

olú

mic

a (k

g/m

3 )

Absorção de água às 24h (% de massa seca)

Hansen e Narud (1983)

Khatib (2004)

Lyn et al. (2004)

Solyman (2005)

Evangelista (2007)

Kou e Poon (2009)


15

Quadro 2.5 - Resumo do levantamento bibliográfico de massas volúmicas

Autor Tipo de agregado ρs (kg/m3) ρssd (kg/m3) ρa (kg/m3) ρb (kg/m3)

Hansen e Narud (1981) AFRB 2310 2279 - -

Katz (2003) AFRB 2230 - - 1321

AP 2700 - - -

Khatib (2004) AFRB 2340 - - -

AFP 2650 - - -

Lyn et al. (2004) AFRB 2250 - - -

AFP 2680 - - -

Solyman (2005) AFRB 2355 2483 2559 -

AFP 2620 2635 2640 -

Evangelista (2007) AFRB 1913 2165 2555 1234

AFP 2544 2564 2597 1517

Kou e Poon (2009) AFRB 2340 - - -

AFP 2650 - - -

2.4. Propriedades dos betões com agregados reciclados

O presente subcapítulo pretende expor as propriedades dos betões com agregados reciclados, em

estado fresco e em endurecido, com maior relevância para os betões com AFRB.

2.4.1. Trabalhabilidade

A trabalhabilidade de um betão é um conceito complexo que diz respeito a um conjunto de

propriedades físicas, como o ângulo de atrito interno, a coesão dos constituintes, a viscosidade, a

massa volúmica, a segregação e exsudação. Deste modo, a trabalhabilidade condiciona de tal forma o

desempenho do betão, mesmo após a presa, que não é de todo aceitável a comparação de betões com

trabalhabilidade muito diferente (BRITO, 2005; COUTINHO, 1988).

Confrontando duas composições de betão distintas, uma constituída unicamente por AP e outra com

AR incorporados de igual granulometria, com a mesma relação água / cimento aparente, verificar-se-á

uma trabalhabilidade inferior do BAR. Tal deve-se a uma elevada absorção de água, característica dos

AR, que diminui a relação água / cimento efectiva e é responsável por dificuldades de transporte e

aplicação em obra (BRITO, 2005).

Na sua campanha experimental, Leite (2001) verificou que, para relações água / cimento superiores a

0,60, a quantidade de AFR incorporada não interfere com a trabalhabilidade do betão, ao contrário do

que sucede com os AGR.

Solyman (2005) verificou que a trabalhabilidade dos betões, avaliada segundo o ensaio de

espalhamento (conforme indicado na norma alemã DIN 1048) foi tanto menor quanto maior a taxa de

substituição de AFP por AFRB, como se constata nas Figuras 2.13 e 2.14.

Estado da arte


Figura 2.13 - Efeito da incorporação de AFRB na consistência do betão (Mix 1) (SOLYMAN, 2005)

Figura 2.14 - Efeito da incorporação de AFRB na consistência do betão (Mix 3) (SOLYMAN, 2005)

Contrariamente ao esperado, Khatib (2004), obteve incrementos nos valores de abaixamento em

função da incorporação de AFRB em betões com uma relação água / cimento aparente igual a 0,5. No

entanto, quando incorporou agregados finos de origem cerâmica nas mesmas condições, verificou

reduções no abaixamento das suas misturas (Figura 2.16).

Figura 2.15 - Efeito de agregados finos reciclados na trabalhabilidade de betões (KHATIB, 2004)

Durante a primeira fase da sua campanha experimental, Evangelista (2007) fixou um abaixamento

alvo de 80 ± 10 mm para os seus betões. A incorporação de AFRB impôs aumentos de água de


17

amassadura e, subsequentemente, aumentos das relações água / cimento efectiva e aparente. O autor

dedicou toda uma fase da sua campanha experimental ao acerto das relações água / cimento dos seus

BAR. Determinou as relações água / cimento para o BR e para o BAR com 100% de finos reciclados

de betão e estabeleceu relações água / cimento ponderadas para os demais BAFRB. Considerando a

incerteza das relações calculadas, acertou a quantidade de água na amassadura sempre que necessário.

Deste modo as relações água / cimento, efectiva e aparente, não tiveram comportamento linear (Figura

2.15).

Figura 2.16 - Relações a/c aparente e efectiva para diferentes taxas de incorporação de AFRB (EVANGELISTA,

2007)

2.4.2. Massa volúmica

A massa volúmica do betão fresco reflecte a massa volúmica de cada um dos seus constituintes e o seu

grau de compactação. Em betões com igual granulometria, trabalhabilidade e compactação, a

diferença de massa volúmica entre um BAR e o respectivo BR, no estado fresco, é igual à diferença de

massa volúmica entre os AR e os AP correspondentes multiplicada pelo respectivo teor na massa de

betão (BRITO, 2005).

Os resultados de Leite (2001) apontam para uma diminuição substancial da massa volúmica do betão

no estado fresco com a incorporação isolada de AFR (AMR na Figura 2.17), contudo, a introdução

isolada de AGR parece ter um efeito muito ténue nesta característica (Figura 2.17).

Figura 2.17 - Efeito da incorporação AFR (AMR) ou de AGR na massa volúmica do betão (LEITE, 2001)

Estado da arte


Também Evangelista (2007), Khatib (2004) e Kou e Poon (2009) assinalaram, nas suas campanhas

experimentais, decréscimos da massa volúmica de betões com a substituição de AFP por AFRB. O

resumo dos resultados das suas diversas investigações, apresentado na Figura 2.18, revela uma

correlação relevante (R2 = 0,80) entre estas características.

Figura 2.18 - Influência da taxa de incorporação de AFRB na massa volúmica do betão (levantamento bibliográfico)

2.4.3. Resistência à compressão

A resistência à compressão (posteriormente assumida, por defeito, como aferida após 28 dias de cura

húmida, em cubos ou cilindros) é a característica do betão com maior ênfase na sua caracterização

mecânica. Encontra-se relacionada com a capacidade dos seus constituintes resistirem às tensões que

lhe são impostas, sem ocorrer rotura ou colapso (COUTINHO, 1988).

Apesar de a influência de ARB ser tida como prejudicial no desempenho mecânico dos betões, Brito

(2005) indica que a substituição de AP por AR, mantendo a curva granulométrica dos agregados e a

trabalhabilidade do betão, possa conduzir a resistências semelhantes às dos BR correspondentes.

O uso de AFRB, sem qualquer compensação da água de amassadura, não afecta necessariamente a

resistência à compressão do betão, mas reduz significativamente a sua trabalhabilidade. O aumento da

relação água / cimento para correcção da trabalhabilidade surge como o principal responsável pelo

decréscimo de resistência mecânica correntemente associado ao uso de AFRB (NIXON, 1978).

Ainda que, de um modo geral, a introdução de AFR em betões esteja associado a efeitos prejudiciais

no desempenho da sua resistência à compressão, existem resultados que contrariam este pressuposto.

É importante considerar a influência da forma, textura e granulometria dos agregados sobre a

resistência à compressão dos betões produzidos e o ocasional aumento da resistência com a

introdução de AFR que pode ser explicado a partir destes factores. O agregado reciclado apresenta

maior rugosidade, possui uma superfície mais áspera, o que contribui para melhorar a aderência,

possui também granulometria mais contínua e maior quantidade de finos, que diminuem a

y = -0,0337x + 1,0017R² = 0,8001

0,95

0,96

0,97

0,98

0,99

1,00

0% 20% 40% 60% 80% 100%

m.v

. / m

. v. B

R

Taxa de incorporação de AFRB

Evangelista (2001)

Khatib (2004)

Kou e Poon (2009)


19

segregação, melhoram a compactação e contribuem para a eliminação dos vazios. Como o

agregado reciclado também possui maior absorção, pode haver maior aderência entre a pasta e as

partículas através da absorção da pasta e precipitação dos cristais de hidratação nos poros do

agregado. No caso do uso do agregado fino reciclado, estes factores podem ser considerados

benéficos para a resistência do betão, pois, além da melhoria na zona de interacção, o agregado

fino contribui também para o aumento da rigidez da matriz cimentícia (LEITE, 2001).

A revisão de Hansen (1992), sobre a aplicação de AR em betões, revela alguns resultados

contraditórios entre as primeiras campanhas experimentais referentes ao uso de AFRB. Ainda que, de

um modo geral, os diversos resultados apontem para reduções da resistência que chegam a 40%,

suportado pela investigação de Soshiroda (1983) (Figura 2.19), houve casos, como o de

Rasgeeduzzafar e Khan (1984), que não encontraram diferenças significativas quando introduziram

AFRB na mistura.

Leite (2001), ao estudar o efeito isolado da utilização de AFR (AMR na Figura 2.20), verifica que a

sua incorporação aumenta a resistência dos betões, contrariamente ao que sucede para os AGR. A

maior rugosidade do agregado, que conduz a maior aderência, e a porosidade dos AFR, que aumenta a

rigidez da pasta por permitir a precipitação de cristais de hidratação do cimento, são apontados como

justificação para o efeito.

Figura 2.19 - Variação relativa da resistência à

compressão de betões com AFRB (SOSHIRA,

1983)

Figura 2.20 - Influência da incorporação isolada de AFR

(AMR) e AGR na resistência à compressão

(LEITE, 2001)

Os resultados de Khatib (2004) indicam que, uma vez introduzidos AFRB na mistura, o seu efeito

sobre a resistência à compressão atenuou-se para taxas de incorporação entre 25 e 75% e que este

efeito foi tanto maior quanto maior foi o período de cura (Figura 2.21).

O autor verificou que o efeito redutor da incorporação de AFRB sobre a resistência à compressão dos

betões destacava-se a longo prazo (Figura 2.22). Contudo, verificou que a resistência relativa à

compressão de todos os betões aumenta após os 28 dias de idade (Figura 2.23), efeito justificado com

a hidratação de partículas de cimento não hidratado. Khatib (2004) registou uma notável relação

Estado da arte


exponencial (R2 = 0,96) entre a velocidade de propagação de ultra-sons nos betões ensaiados (com

AFRB e AFR de origem cerâmica) e as respectivas resistências à compressão (Figura 2.24). Na

referida figura é constatável, tanto para os BAFRB como para os betões com AFR cerâmicos, que para

valores de resistência superiores estes tendem a manter velocidades de propagação com menores

variações do que verificado em betões mais fracos, associados a períodos de cura mais curtos.

Figura 2.21 - Efeito da incorporação de AFRB na resistência à compressão (KHATIB, 2004)

Figura 2.22 - Evolução da resistência à compressão de betões em função da incorporação de AFRB (KHATIB, 2004)

Figura 2.23 - Evolução relativa da resistência à compressão de BAFRB (KHATIB, 2004)

100%25% 75%50%0%

6

10

14

18

22

26

30

34

38

42

46

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)


90 dias

28 dias

7 dias

1 dia

1 7 28 90

6

10

14

18

22

26

30

34

38

42

46

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Idade do betão (dias)

Controlo

CC 25

CC 50

CC 75

CC 100


21

Figura 2.24 - Correlação entre a velocidade de ultra-sons (V) e resistência à compressão (S) de betões com AFRBV

(CC) e betões com agregados finos cerâmicos (CB) (KHATIB, 2004)

Solyman (2005) constatou que a natureza e qualidade dos AFR incorporados influenciam a resistência

à compressão do betão, onde os AFRB produzidos em laboratório surgem como os com melhor

desempenho, em contraste com os AFR provenientes de RCD não tratados (RC 4) (Figuras 2.25 e

2.26). Neste sentido, o autor aponta que a eliminação do material ligante aderido e a correcção da

angulosidade das partículas poderiam melhorar significativamente a qualidade dos agregados

reciclados. No entanto, conclui que é possível substituir AFP pelos diferentes AFR ensaiados em

betões com classe de resistência até C35/45 sem que daí provenham problemas de resistência.

Figura 2.25 - Influência da incorporação de AFRB na

resistência à compressão de betões (Mix 1) (SOLYMAN,

2005)


resistência à compressão de betões (Mix 5) (SOLYMAN,

2005)

Em todas as fases da sua campanha experimental, Evangelista (2007) ensaiou diversos betões à

compressão e, apesar da incorporação de AFRB e correcção da relação a/c para manter a

trabalhabilidade, verificou que a resistência à compressão se manteve no mesmo patamar de valores

do que o betão convencional, próximo de 60 MPa (Figura 2.27). A existência de cimento não

hidratado nos AFRB e a melhor ligação estabelecida entre estes e a nova pasta cimentícia são

Estado da arte


apontados como justificações para o efeito. O autor verifica também que a resistência dos betões é

mais influenciada pela taxa de substituição de AFP por AFRB em idades menores do que para idades

maiores (Figura 2.28), de onde se depreende uma cura mais lenta por parte dos BAFRB.

Figura 2.27 - Variação da resistência à compressão de betões com 28 dias de idade com incorporação de AFRB

(EVANGELISTA, 2007)

Figura 2.28 - Evolução da resistência à compressão com a taxa de substituição para diferentes idades do betão

(EVANGELISTA, 2007)

Evangelista (2007) relacionou, com sucesso (R2 = 0,99), a resistência à compressão dos betões com a

sua densidade através de um modelo de regressão linear, apresentado na expressão (2.3).

f� = 0,0349 × ρ − 21,46 (2.3)

onde,

� fc - resistência à compressão (MPa);

� ρ - densidade do betão (kg/m3).


23

A Figura 2.29 concentra o levantamento bibliográfico referente à variação relativa da resistência à

compressão de BAFRB em função da incorporação de AFRB. Verifica-se uma tendência para a

redução deste parâmetro com o aumento da substituição de AFP por AFRB nos betões.

Uma vez que a Figura 2.29 demonstrou ser difícil estabelecer uma relação entre a resistência à

compressão relativa e a taxa de AFRB incorporada, a Figura 2.30 apresenta a relação entre esta

característica mecânica e a massa volúmica dos BAFRB relativa aos BR. Estando a massa volúmica

do betão relacionada com a massa volúmica dos seus agregados, é expectável que a presença de AFRB

seja particularmente notada. Através da bibliografia pesquisada, foi possível constatar uma relação

entre a resistência à compressão de BAFRB e a sua massa volúmica (Figura 2.30), ainda que a

correlação estabelecida (R2 = 0,47) não seja, de todo, satisfatória. Contudo, analisando o declive da

recta de regressão, conclui-se que, como esperado, a incorporação de AFRB mais leves do que os AFP

de referência, está relacionada com resistências à compressão inferiores.

Figura 2.29 - Resistência do betão à compressão em função da % de AFRB (levantamento bibliográfico)

Figura 2.30 - Variação entre resistências relativas à compressão aos 28 dias de BAFRB com as suas massas volúmicas

relativas (levantamento bibliográfico)

y = -0,129x + 1,0008R² = 0,2038

0,60

0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

1,10

0% 20% 40% 60% 80% 100%

fcm

/ fc

m B

R

Taxa de substituição de AFP por AFRB

Khatib (2004)

Solyman (2005)

1ª fase, Evangelista (2007)

2ª e 3ª fase, Evangelista (2007)

Kou e Poon (2009)

y = -5,8246x + 0,9758R² = 0,4709

0,60

0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

0,000 0,010 0,020 0,030 0,040 0,050

fcm

/ fc

m B

R

1 - m.v. BAR / m.v. BR

Khatib (2004)

Evangelista (2007)

Kou e Poon (2009)

Estado da arte


2.4.4. Resistência à tracção por compressão diametral

Embora seja uma característica secundária quando se trata de análises aos Estados Limite Últimos, a

resistência à tracção é importante na resposta dos betões aos Estados Limite de Utilização.

A avaliação da resistência à tracção de uma peça de betão está geralmente associada a alguma

variabilidade de resultados. Trata-se de uma propriedade que não depende exclusivamente da

resistência mecânica dos agregados, mas também da qualidade e quantidade de ligações que se

estabelecem entre estes e a matriz cimentícia, das imperfeições e microfissurações do elemento de

ensaio. O mecanismo de rotura à tracção, desenvolvido num espaço tridimensional, poderá ser

simplificado como uma corrente, um elemento linear, que, sujeita a tensão, depende do seu elo mais

fraco (NEVILLE, 1981).

A resistência do betão à tracção, seja avaliada em tracção pura, através de flexão ou por compressão

diametral, é fundamentalmente influenciada pela tensão de rotura à tracção dos agregados, podendo

também ser afectada pela rugosidade da sua superfície e pela sua angulosidade. É uma característica

que, tendencialmente, aumenta com a dosagem de cimento e a diminui com a relação a/c do betão

(COUTINHO, 1988).

Brito (2005) avança que as tendências verificadas para a resistência à compressão de BARB, em

particular a referente à relação a/c, se manterão para a tracção, mesmo que de forma menos acentuada.

Desta forma, quando se regista uma redução na resistência à tracção de um BAR em relação ao

respectivo BR, é mais provável que se deva a um aumento da relação a/c para compensação da

absorção de água dos AFR e da perda de trabalhabilidade pela sua incorporação.

Para a resistência à tracção, a zona de transição entre os agregados e a pasta de cimento hidratada deve

ser cuidadosamente considerada. A referida interface não é exclusiva dos agregados grossos, sendo

também estabelecida para os finos, ainda que, no caso destes últimos, a zona de transição seja bastante

menor. No entanto, as características mineralógicas dos agregados finos não deverão ser descuradas,

pois possuem grande influência sobre a microestrutura da zona de transição, podendo até contribuir

para a sua densificação (NEVILLE, 2000; NEVILLE, 1981).

É possível que o uso de AFR contribua para aumentar a rigidez da matriz cimentícia, diminuindo as

micro-fissurações que se formariam na zona de interacção pasta / agregado, seja pela sua maior

rugusidade que melhora a aderência pasta / agregado, seja pelo melhor preenchimento dos poros

proporcionado pelas fracções de menor dimensão (LEITE, 2001).

Hansen (1992) cita os resultados de B.C.S.J. (1978), Mukai et al. (1978) e Ravindrarajah e Tam

(1985) ao mencionar reduções da resistência à tracção até 20% para betões executados com

incorporação total de ARB por agregados naturais e ensaiados por compressão diametral.

Os resultados de Leite (2001) apontam para uma variação do efeito de AFR sobre a resistência à

tracção em função da relação água / cimento do betão. Verificou que, para maiores relações água /


25

cimento, a incorporação de AFR é benéfica, enquanto que, para relações água / cimento menores, a

presença de AFR é prejudicial (Figura 2.31). A autora procurou também estimar a evolução da

resistência à tracção, seja por compressão diametral, seja por flexão, com a incorporação de AFR

(Figura 2.32).

Figura 2.31 - Efeito da relação a/c na resistência à

tracção por compressão diametral de betões com

AFR (AMR)

Figura 2.32 - Evolução da resistência à tracção por

flexão (ft’F) e por compressão diametral (ft’D) em

função da incorporação de AFR (AMR)

Com base na norma alemã DIN 1045-2, Solyman (2005) constatou que a natureza dos AFRB pouco

influi na resistência à tracção, uma vez que as reduções impostas por substituições dos AFP por AFR,

até 70% do seu volume, não revelaram grande aleatoriedade de valores para os AFRB produzidos em

laboratório (RC 1, Figura 2.33). Obteve uma resistência à tracção de 3,2 MPa para o seu BR e registou

uma redução de 0,6 MPa quando incorporados 70% de AFRB produzidos em laboratório, enquanto

que o pior valor registado foi de 2,4 MPa. Estes valores correspondem, respectivamente, a

decréscimos de 18,8 e 25% em relação ao BR.

Figura 2.33 - Efeito da natureza e taxa de incorporação de AFRB na resistência à tracção de betões (Mix 1)

(SOLYMAN, 2005)

Evangelista (2007) concluiu que a resistência à tracção é afectada pela incorporação de AFRB,

verificando-se uma redução até 23% do seu valor em relação ao BR, que se encontra, de um modo

Estado da arte


geral, de acordo com as demais investigações (Figura 2.34). Após o ensaio de diversas argamassas,

concluiu também que a redução da resistência não se deverá directamente à pasta mas antes a uma

ligação mais débil entre esta e os agregados grossos. Verificou ainda que a relação entre as resistências

à tracção e à compressão apresenta valores mais baixos do que o comum e que tal é justificado com o

elevado desempenho mecânico dos betões ensaiados.

Figura 2.34 - Variação da resistência à tracção com a taxa de substituição de AFP por AFRB (EVANGELISTA, 2007)

A Figura 2.35 apresenta o levantamento bibliográfico referente à variação relativa da resistência à

tracção por compressão diametral de BAFRB em função da incorporação de AFRB. Verifica-se uma

clara tendência (R2 = 0,86) para a redução deste parâmetro com o aumento da substituição de AFP por

AFRB nos betões. Aqui optou-se por apresentar a 1ª série de resultados de Kou e Poon (2009), uma

vez que, na 2ª série, onde a dosagem de cinzas volantes foi maior, a resistência à tracção teve ganhos

substanciais com a introdução de AFRB na mistura.

Figura 2.35 - Resistência à tracção do betão em função da taxa de incorporação de AFRB (levantamento bibliográfico)

2.4.5. Módulo de elasticidade

O módulo de elasticidade do betão é essencialmente influenciado pelo da pasta de cimento e pelo dos

agregados, assim como pelas ligações entre estes dois constituintes e ainda pela sua organização, ou

y = -0,1934x + 0,9999R² = 0,8586

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60% 80% 100%

f ctm

/ fct

m,B

R


Solyman (2005)

Evangelista (2007)

Kou e Poon (2009)


27

seja, pelos poros e vazios, que se reflectem na compacidade da mistura e interferem na sua rigidez e

deformabilidade (COUTINHO, 1988).

As demais propriedades dos agregados, que não o seu módulo de elasticidade, podem igualmente

influenciar o módulo de elasticidade do elemento de betão final. A alteração do comportamento

elástico, por microfissuração da zona de interface, depende também da forma, textura superficial,

granulometria e composição mineralógica (NEVILLE, 1981; BARRA, 1996).

Considerando que os módulos de elasticidade dos constituintes de betão se encontram relacionados

com as suas resistências à compressão, bem como com a sua porosidade, depreende-se o motivo da

afinidade entre esta característica e a resistência à compressão e a massa volúmica do betão (BARRA,

1996).

Os betões fabricados com recurso a ARB apresentam, nas investigações conhecidas até ao momento,

valores do módulo de elasticidade inferiores aos dos betões de controlo correspondentes, efeito que é

comummente associado à argamassa aderida ao inerte original, característica dos reciclados de betão

(HANSEN, 1992).

O módulo de elasticidade de BAR é menor do que o dos BR porque a deformabilidade da pasta de

cimento e finos é, geralmente, maior nos BAFRB do que nos BR, mesmo que os AFRB utilizados não

possuam maior deformabilidade do que os AFP, e porque o recurso habitual a um aumento da relação

água / cimento, para corrigir a redução de trabalhabilidade, provoca a diminuição do módulo de

elasticidade da pasta. Daqui se poderá concluir que, para betões de igual granulometria de agregados e

mesma trabalhabilidade, o módulo de elasticidade do BAFRB será tanto menor em relação ao

respectivo BR quanto maior for a taxa de incorporação de agregados reciclados e, para a mesma taxa,

quanto maior for o recurso ao aumento da relação água / cimento aparente para contrariar a perda de

trabalhabilidade (BRITO, 2005).

Leite (2001) analisou o efeito da incorporação de agregados reciclados, grossos e finos, no módulo de

elasticidade de betões. A autora verificou que a incorporação de AFR originou betões com maiores

valores de módulo de elasticidade e que, em contrapartida, a substituição de AGP por AGR foi

prejudicial neste sentido. Contudo, pela Figura 2.36, verifica-se que o módulo de elasticidade é mais

influenciado pelos AGR, o que é comprovado pelo decréscimo verificado para 100% de AR

incorporados. A melhor interacção agregado / pasta é avançada como a justificação para o melhor

desempenho dos betões com AFR, enquanto que a maior porosidade aliada à dimensão dos AGR são

apontadas como principais factores redutores do módulo de elasticidade.

Khatib (2004), ao comparar o módulo de elasticidade de BAFRB em relação ao respectivo BR,

registou reduções até cerca de 32% para 100% de AFRB incorporados. Através dos seus resultados,

constatou-se que, uma vez introduzidos AFRB na mistura, o seu impacte sobre o módulo de

elasticidade atenuou-se para taxas de incorporação entre 25 e 75% e que este efeito foi tanto maior

quanto maior foi o período de cura (Figura 2.37).

Estado da arte


Figura 2.36 - Módulo de elasticidade em função da interacção AFR (AMR) com AGR (LEITE, 2001)

Figura 2.37 - Efeito da incorporação de AFRB no módulo de elasticidade de betões com diferentes períodos de cura

(KHATIB, 2004)

Apesar de se verificarem módulos de elasticidade menores nos BAFRB do que no respectivo BR, os

resultados de Khatib (2004) apontam para uma redução desta diferença ao longo do período de cura,

que se traduz numa rigidificação mais tardia de todos os betões com AFRB, efeito mais evidente para

betões com idade entre 7 e 28 dias (Figura 2.38).

De acordo com Barra (1996), existe uma estreita relação entre a resistência dos betões à compressão e

os respectivos módulos de elasticidade. Khabit (2004) verificou, através de uma relação exponencial

(2.4), uma excelente correlação (R2 = 0,97) entre estas características e a todos os níveis de

incorporação de AFR (Figura 2.39).

S = 4,56 e(�, ! �" )

(2.4)

em que,

� S - resistência à compressão do betão (MPa);

� Ed - módulo de elasticidade (GPa).

100%25% 75%50%0%

25

30

35

40

45

50

Mód

ulo

de

elas

tici

dad

e (G

Pa)


90 dias

28 dias

7 dias

1 dia


29

O autor determinou, também uma forte relação potencial (R2 = 0,87) entre a resistência à compressão

(S) e o módulo de elasticidade (Ed) dos seus BAFRB:

E% = 15,9 × S ,&' (2.5)

Figura 2.38 - Evolução do módulo de elasticidade de betões com incorporação de AFRB (KHATIB, 2004)

Baseado nos resultados de Lydon e Iacovou (1995), Khatib (2004) procurou relacionar o produto do

quadrado da velocidade de propagação de ultra-sons pela massa volúmica do betão com o seu módulo

de elasticidade (Ed) (Figura 2.40). Neste sentido, através de uma relação linear (2.6), obteve uma forte

correlação entre estes parâmetros (R2 = 0,984).

V&d × 10! = 0,118 E� (2.6)

em que,

� V - velocidade de propagação de ultra-sons (m/s);

� d - densidade do betão (kg/m3);

� Ec - módulo de elasticidade do betão (GPa).

Figura 2.39 - Relação entre o módulo de elasticidade de

betões com AFR de betão (CC) e de origem cerâmica

(CB) e a sua resistência à compressão (KHATIB, 2004)

Figura 2.40 - Correlação entre o quadrado da velocidade

de propagação de ultra-sons (V2) pela massa volúmica

(d) de BAFR e o seu módulo de elasticidade (Ed)

(KHATIB, 2004)

1 7 28 90

25

30

35

40

45

50M

ódu

lo d

e el

asti

cid

ade

(GP

a)


Controle

CC 25

CC 50

CC 75

CC 100

Estado da arte


Solyman (2005) conclui que, apesar de a substituição de AFP por AFR diminuir o módulo de

elasticidade do betão, este efeito pode ser atenuado em função do ajuste granulométrico dos agregados

reciclados. Constata também que a qualidade dos AFR possui grande influência sobre o decréscimo do

módulo de elasticidade do betão, ao verificar, na Figura 2.41, que os piores desempenhos

correspondem aos AFR que possuem maior porosidade e maior capacidade de absorção de água (RC

4, RC 7 e RC 9).

Figura 2.41 - Influência da taxa de incorporação e natureza dos AFRB no módulo de elasticidade (Mix 6)

(SOLYMAN, 2005)

Na campanha experimental de Evangelista (2007), a incorporação de AFRB, provocou decréscimos no

módulo de elasticidade dos betões até 18,5% em relação ao BR (Figura 2.42). O autor depreende que,

como os betões com AFRB são mais porosos e, deste modo, mais deformáveis do que os betões com

agregados convencionais, é natural que apresentem maiores deformações para o mesmo nível de

tensão. Os resultados de Evangelista (2007) sobre a absorção de água, por imersão ou por capilaridade

corroboram a sua justificação e confirmam a hipótese de Barra (1996) respeitante à relação entre

módulo de elasticidade de um betão e a sua porosidade.

Figura 2.42 - Influência da taxa de AFRB no módulo de elasticidade (EVANGELISTA, 2007)


31

Os resultados de Evangelista (2007) estão, de certa forma, de acordo com a lei de variação sugerida

por Zilch e Roos (2001), que relaciona o módulo de elasticidade de betões com a sua resistência à

compressão e densidade, traduzida na expressão (2.7).

E� = a × (f� + 8)!/. × /ρb1

&

(2.7)

onde,

� Ec - módulo de elasticidade (GPa);

� fc - resistência à compressão (MPa);

� ρ - densidade (kg/m3);

� a, b - coeficientes da lei de variação.

Com base nos resultados obtidos e determinados os termos a = 8917 e b = 2348, verificou-se atingir

uma correlação bastante satisfatória (R2 = 0,85) entre os parâmetros referidos.

A Figura 2.43 sumariza o levantamento bibliográfico referente à variação relativa dos módulos de

elasticidade de BAFRB em função da taxa de incorporação de AFRB. Verifica-se uma forte correlação

(R2 = 0,93) entre a redução deste parâmetro e o aumento da substituição de AFP por AFRB nos betões.

Figura 2.43 - Influência da taxa de incorporação de AFRB no módulo de elasticidade de betões (levantamento

bibliográfico)

2.4.6. Resistência ao desgaste

Ainda que de parca importância no desempenho estrutural dos elementos correntes, a resistência ao

desgaste por abrasão é uma característica fundamental em elementos / estruturas de betão sujeitas ao

contacto com agentes abrasivos, sejam estas estruturas hidráulicas (túneis, descarregadores de

barragens, canais, entre outras) ou pavimentos (COUTINHO, 1988).

Apesar de a dureza e a rugosidade dos agregados grossos influenciarem positivamente a resistência à

abrasão de betões, são, essencialmente, a resistência da pasta constituída pelos agregados finos e pelo

cimento e a ligação entre esta e os agregados grossos que condicionam essa propriedade. A resistência

y = -0,1453x + 0,9855R² = 0,7479

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60% 80% 100%

Ec

/ Ec,

BR


Khatib (2004)

Solyman (2005)

Evangelista (2007)

Estado da arte


ao desgaste é influenciada por aspectos como a diminuição da relação água / cimento, o aumento do

teor de cimento, o evitar a perda prematura da água da pasta de cimento ou a excessiva diluição desta

na superfície do betão. Ainda assim, em relação à resistência à abrasão de BAR, destacam-se os

aspectos que mais intervêm para a resistência da pasta, tal como a relação água / cimento efectiva, a

porosidade / irregularidade da superfície dos agregados ou o teor de ligante (BRITO, 2005;

COUTINHO, 1988).

É, portanto, expectável que a substituição de AFP por AFRB não seja necessariamente perniciosa para

a resistência ao desgaste de betões, ainda que estes imponham um aumento da relação água / cimento

efectiva na correcção da trabalhabilidade e confiram à pasta maior porosidade. Presume-se que este

efeito pode ser, até certo ponto, contrariado pela melhor aderência na interface pasta / agregado dos

AFRB que influencia positivamente a resistência do conjunto.

Evangelista (2007) registou uma resistência ao desgaste cerca de 20% maior para BAFRB executado

exclusivamente com AFRB do que o verificado no respectivo BR. O autor sugere a melhor ligação

que a pasta de cimento consegue com os AFRB, devido à sua porosidade, como causa para este efeito.

Contudo, verificou que, para uma taxa de 30% de incorporação de AFRB, a mesma propriedade do

betão sofreu uma redução de cerca de 7%. O autor justifica que o efeito da presença de AFRB pode ser

constatado para maiores taxas de substituição, indicando a divergência de valores como residual,

dadas as condições de experimentação laboratorial.

Figura 2.44 - Influência da incorporação de AFRB na resistência ao desgaste por abrasão de betões (EVANGELISTA,

2007)

São escassas as investigações conhecidas que contemplem o efeito de AFR na resistência ao desgaste

de betões. Tal prende-se com o facto de os betões onde esta propriedade é importante serem, de um

modo geral, betões de qualidade superior (EVANGELISTA, 2007). Neste sentido, Brito (2010)

desenvolveu um método que permite comparar qualquer desempenho mecânico de BAR relativo ao

BR em função de uma densidade ou absorção dos agregados ponderada. Estas dependem da densidade

e absorção de água, respectivamente, de todos os agregados constituintes do betão e da proporção de

cada tipo de agregado. Com base no método proposto, Brito (2010) apresenta os resultados de Fonseca

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

1,10

0% 20% 40% 60% 80% 100%

∆lm

BA

R/ ∆

lmB

R

Taxa incorporação de AFRB


33

(2009), que relacionou a resistência à abrasão dos seus BAGRB com as demais investigações

respeitantes a BAR (Figura 2.45).

Figura 2.45 - Relação entre as perdas por abrasão (∆lBAR / ∆lBR) de BAR e dos respectivos BR em função da relação

entre densidades ponderadas (a) e absorções de água (b) dos agregados (FONSECA, 2009)

Brito (2010) conclui que apesar de existir uma influência da origem, condições de cura e, sobretudo,

da taxa de incorporação de AR, os betões produzidos com estes agregados terão, no mínimo, um

desempenho tão bom quanto os respectivos BR sem AR. Tal corrobora as conclusões de Alves (2007)

que conclui que, quanto menor for a massa volúmica dos BAR, maior será a sua resistência à abrasão e

que, por outro lado, quanto maior for a absorção de água dos agregados menor será o desgaste

verificado.

2.5. Uso de superplastificantes em betões

O presente subcapítulo inclui uma revisão sucinta sobre a natureza e o modus operandi de

superplastificantes e o seu efeito em betões convencionais e BAR.

2.5.1. Plastificantes e superplastificantes

Designa-se por adjuvante a substância utilizada em percentagem inferior a 5% da massa do cimento,

adicionada durante a amassadura aos componentes normais das argamassas e betões, com a finalidade

de, de algum modo, modificar as propriedades destes. São assim classificados os plastificantes e

superplasfiticantes como adjuvantes, devido aos efeitos conferidos ao betão, como o aumento da

tensão de rotura, a possibilidade de diminuição da dosagem de cimento mantendo a resistência e a

trabalhabilidade, o aumento da trabalhabilidade para as mesmas dosagens de água e cimento e a

diminuição da permeabilidade (COUTINHO, 1988).

O plastificante é uma substância constituída por moléculas tensioactivas, que compreendem uma parte

hidrófila, cujo efeito é baixar a tensão superficial da água na superfície em que está absorvida, e outra

parte hidrófoba. O predominante grupo hidrófilo produz uma forte tendência para a absorção do

adjuvante por parte do cimento e das partículas mais finas do agregado. As partículas de plastificante,

absorvidas na superfície dos agregados, ficam orientadas à superfície do grão com a parte hidrófoba

ligada a este e a extremidade hidrófila bem mergulhada na água. Desta forma, porque as partículas de

cimento adquirem um potencial eléctrico, cria-se uma repulsão electrostática entre estas (Figura 2.46 e

Estado da arte

34

Figura 2.47). Tal resulta numa ori

formando-se uma camada de água

lubrificante destes adjuvantes.

superfície das partículas, o atrito

um efeito do tipo menisco para se

designação de redutor de água (CO

A distinção entre plastificante

plastificantes de superplastificante

redutor da água de amassadura. C

Malhotra (1989) que sugerem a d

sugere a distinção dos adjuvantes

os superplastificantes são substâ

destinam.

Figura 2.46 - Quando não há

plastificante a quantidade de água

necessária para a mobilidade das

partículas é grande (COUTINHO,

1988)

Os superplastificantes são subst

superficial uma vez que na sua c

superfícies polares que permitem a

hidrofóbicos. Embora existam di

substâncias as principais para o

naftaleno, os linhosulfonatos modi

ésteres de hidratos de carbono) (M

O crescente uso destes últimos

obtendo diversas propriedades em

ainda ser combinados com outro

adjuvantes, como o efeito ace

superplastificantes com base em l

se gera entre o aluminato tricálcic

Pedro Sou

ma orientação dos dipolos das moléculas de água em t

e água que impede a aproximação entre partículas, de o

Devido à camada das moléculas de água orien

atrito entre estas é muito reduzido, não sendo necessá

ara se verificar a sua aproximação (Figura 2.48). Assi

ua (COUTINHO, 1988).

ante e superplastificante não é consensual. Matias

ficantes através da sua origem e capacidade como flu

ura. Cita também a American Society for Testing and

m a distinção através do poder de redução de água.

antes pela sua origem, onde os plastificantes são subpr

substâncias químicas produzidas especificamente pa

Figura 2.47 - Quando se adiciona o

plastificante as partículas repelem-se e

a água que fica livre entre elas não é

necessária para a sua mobilidade

(COUTINHO, 1988)

Figura 2.48

partículas r

excesso p

(COU

substâncias tensioactivas que se caracterizam por

sua composição química incluem grupos hidrófilos

item a sua dissolução em água, bem como também gru

tam diversas bases químicas para superplastificantes

ara o efeito: os derivados de melamina, os deriva

s modificados, ou ésteres policarboxílicos (ésteres de á

(MATIAS, 2005; COUTINHO, 1988).

muito se deve à grande flexibilidade para modif

des em termos de dispersão, manutenção de trabalh

outros produtos de modo a obter efeitos que se ve

o acelerador ou retardador de presa. Por outro

e em linhosulfatos é cada vez menor, função da comb

icálcico e o linhosulfonato de cálcio, efeito responsáv

ro Sousa de Brito Pereira

a em torno das partículas,

s, de onde advém o efeito

orientadas em torno da

ecessária a ocorrência de

). Assim, surge também a

Matias (2005) distingue

fluidificante ou como

g and Materials (1998) e

água. Já Coutinho (1997)

subprodutos industriais e

te para o fim a que se

48 - As distâncias entre as

ulas reduzem-se e a água em

so pode ser dispensada

(COUTINHO, 1988)

m por terem actividade

filos com afinidade para

ém grupos não polares ou

tes, são as seguintes

erivados sulfonatados do

s de ácidos sulfónicos ou

modificar a sua estrutura

rabalhabilidade, podendo

se verificam em outros

outro lado, o uso de

combinação química que

onsável pela anulação do


35

potencial eléctrico que o adjuvante presta às partículas de cimento (MATIAS, 2005; COUTINHO,

1988).

O mecanismo de dispersão dos superplastificantes de última geração, os ésteres policarboxílicos, é

particularmente eficaz devido a dois géneros de forças repulsivas entre as partículas de cimento. São

estas as repulsões electrostáticas devido à presença da carga negativa originada pelo grupo carboxílico

e o efeito de repulsões estéricas, próprias das longas cadeias poliméricas à superfície do agregado. O

efeito duplo permite reduções até 40% da água de amassadura (FROMMENWILER, 200).

Frommenwiler (2000) indica, no Quadro 2.6, as dosagens típicas e poder redutor de água em função

das principais bases químicas de superplastificantes.

Quadro 2.6 - Dosagem e poder redutor de água de superplastificantes (FROMMENWILLER, 2000)

Base química Dosagem em função da

massa de cimento

Poder redutor da

água de amassadura

Derivados de melamina 1,0 - 3,0 % até 25%

Derivados de naftaleno 0,8 - 2,0 % até 25%

Linhosulfatos modificados 0,2 - 0,8 % até 10%

Éteres policarboxílicos 0,5 - 1,5 % até 40%

Matias (2005) refere que, presentemente, os superplastificantes são incorporados no betão para:

� aumentar a trabalhabilidade mantendo constante o consumo de água (e a relação água /

cimento);

� reduzir a água de amassadura, mantendo-se a mesma trabalhabilidade, o que, para a mesma

dosagem de cimento, reduz a relação água / cimento e melhora o desempenho mecânico dos

betões;

� diminuir o consumo de cimento dos betões, a partir da redução de água e da manutenção da

relação água / cimento inicial, sem que haja queda de resistência para uma dada

trabalhabilidade.

2.5.2. Influência de superplastificantes em betões

Este subcapítulo apresenta sucintamente os efeitos de superplastificantes em betões convencionais e

em betões com agregados reciclados.

2.5.2.1. Em betões convencionais

O efeito dos superplastificantes no desempenho mecânico dos betões é maior do que o simples efeito

redutor da relação água / cimento, pois, à melhor dispersão das partículas de cimento assistem diversos

factores benéficos (NEVILLE, 1991).

O Quadro 2.7 expõe a evolução das resistências à compressão de um betão de referência sem

adjuvante (BR), de um betão a mesma trabalhabilidade do anterior mas com redução da relação a/c

devido ao uso de superplastificante (BCSP) e de um betão de igual relação a/c ao BCSP, mas sem

Estado da arte


correcção da trabalhabilidade e sem adjuvante (BSSP). Os resultados obtidos demonstram um efeito

acelerador de presa por parte do superplastificante (MEHTA e MONTEIRO, 2006).

Quadro 2.7 - Evolução da resistência à compressão com e sem o uso de superplastificantes (MEHTA e MONTEIRO,

2006)

Betão Cimento

(kg/m3) a / c

Abaixamento

(mm)

Resistência à compressão (MPa)

1 dia 3 dias 7 dias 28 dias

BR 360 0,60 225 10 21 32 45

BCSP 360 0,45 225 20 35 43 55

BSSP 360 0,45 30 16 28 37 52

Coutinho (1988), apresenta resultados obtidos aos 28 dias em betões com adição de superplastificante,

com e sem correcção da trabalhabilidade por redução em 30% da água de amassadura. Pela Figura

2.49 depreende-se que a simples adição do adjuvante resultou num decréscimo da resistência, não se

constatando o efeito acelerador de presa registado por Mehta e Monteiro (2006) (Figura 2.50).

Contudo, o efeito dispersor das partículas de cimento está presente, pois, comparando o betão padrão

ao betão com correcção da trabalhabilidade a influência do superplastificante foi tanto maior, quanto

maior a dosagem de cimento (Figura 2.49).

O efeito de dispersão das partículas de cimento não influencia diversas características do betão, como

o módulo de elasticidade, retracção, fluência ou resistência ao gelo / degelo. Contudo, estas

propriedades são largamente influenciadas pelo efeito redução da relação água / cimento, de onde se

destaca o aumento do módulo de elasticidade, resultante do aumento de rigidez da pasta. (NEVILLE,

1988).

Figura 2.49 - Influência da dosagem de cimento na

resistência à compressão de betões com

superplastificantes (COUTINHO, 1988)

Figura 2.50 - Influência do período de cura na

resistência à compressão de betões com

superplastificantes (COUTINHO, 1988)


37

2.5.2.2. Em betões com agregados reciclados

Nas diversas investigações sobre BAR, é usual atenuar a perda de trabalhabilidade dos AR com o

aumento de água de amassadura ou com a introdução de superplastificantes. Embora muitos dos

autores refiram que pretendem manter a trabalhabilidade e relação água / cimento do betão com a

introdução de adjuvantes, pouco se conhece sobre as interacções destes com os AR.

Considere-se que os AFR possuem uma maior superfície específica que os seus homólogos naturais,

por serem mais alongados e angulosos e o efeito fluidificante, induzido pelos superplastificantes, está

relacionado com a capacidade de se formarem camadas hidrófobas em torno das partículas (BRITO,

2005; FROMMENWILER). Assim, é expectável que o efeito fluidificante dos superplastificantes

sobre as partículas de AFR, não seja necessariamente idêntico que o verificado quando usados AFP.

Na sua dissertação, Leite (2001), obteve desempenhos mecânicos relativamente beneficiados com a

incorporação isolada de AFR na mistura, embora a autora refira que, para manter a trabalhabilidade,

adicionou superplastificante à amassadura. É, portanto, impossível saber até que ponto o efeito

dispersor do adjuvante terá influenciado a hidratação do cimento e, assim, o positivo desempenho

mecânico dos betões.

Em algumas amassaduras, a abordagem de Solyman (2005) foi semelhante à de Leite (2001), com a

compensação da absorção de água pela adição de um superplastificante com base química de ésteres

policarboxílicos. Foi usado como alternativa para manter a trabalhabilidade sem alterar a relação a/c, a

dosagem de cimento e a granulometria da mistura. O autor retirou correlações lineares entre a

trabalhabilidade do betão com AFR e a dosagem de superplastificante introduzidos na mistura (Figura

2.51).

Figura 2.51 - Influência da dosagem de superplastificante na trabalhabilidade de betões com AFR (Mix 2)

(SOLYMAN, 2005)

Solyman (2005) verificou que o desempenho do adjuvante foi tanto maior quanto mais porosos os

AFR incorporados (RC 7 de origem cerâmica, RC 2 de origem em betão e membranas betuminosas e

RC 9 de origem calcária), no entanto, os AFR incorporados não possuem igual granulometria, pelo

que este efeito se poderá dever ao maior conteúdo de partículas finas por parte do agregado RC 7. A

Figura 2.52 apresenta o efeito final do superplastificante sobre a trabalhabilidade dos betões com AFR.

Estado da arte

38

Ainda que, de um modo geral, Sol

de AFR nos seus betões, não é po

de AFR influenciou as característic

Figura 2.52 - Influência da dosagem f

Na investigação de Kou e Poon (2

séries de betões com diferentes ad

de superplastificante é fixada num

autores incorporaram cinzas volan

AFRB é afectada pelo adjuvant

substituição de AFP por AFRB em

em 8,5, 9,0 e 9,5% da massa de cim

o incremento de superplastificant

igual modo se verifica que a c

superplastificante, possui uma va

2.54).

Figura 2.53 - Variação da resistên

em função do incremento de supe

BAFRB (KOU e POON

y = 1,19R² =

0,98

1,00

1,02

1,04

1,06

1,08

1,10

1,12

1,14

1,16

0% 5%

fc /

fcB

R

∆SP / SPBR

Pedro Sou

al, Solyman (2005) tenha verificado piores resultados

é possível determinar até que ponto a interacção de

terísticas estudadas.

gem final de superplastificante sobre a trabalhabilidade dos b

AFR (Mix 2) (SOLYMAN, 2005)

oon (2009) sobre BAFRB auto-compactáveis, são subm

tes adjuvantes. Até então, tem-se focado a segunda sér

da numa abordagem semelhante à de Evangelista (20

volantes, desconhecendo-se então até que ponto a su

juvante. Refira-se a terceira série de betões, onde

RB em 100% e variadas a relação a/c e a dosagem de

de cimento. Note-se que existe quase uma proporciona

ificante e o ganho de resistência à compressão (Figur

e a correlação entre o decréscimo da relação a/c

ma variação muito semelhante a uma proporcionalida

sistência à compressão

e superplastificante em

OON, 2009)

Figura 2.54 - Variação da relação

de superplastificante em BAFRB

2009)

= 1,1974x + 1,0012R² = 0,9992

10% 15%

SPBR

y = -0,09x + 1,R² = 0,9959

0,30

0,32

0,34

0,36

0,38

0,40

0,42

0,44

0,46

8,5 9,0

Rel

ação

a /

c

Dosagem de superplas


tados com a incorporação

ão de superplastificante e

dos betões fabricados com

o submetidas a ensaio três

da série, onde a dosagem

ta (2007), no entanto, os

to a sua presença e a dos

onde foi fixada a taxa

em de superplastificante,

rcionalidade directa entre

Figura 2.53 e 2.54). De

ão a/c e a dosagem de

onalidade inversa (Figura

lação a/c com a dosagem

AFRB (KOU e POON,

x + 1,2067 0,9959

9,5

erplastificante (l/m3)


39

Matias (2005) procurou avaliar a influência de AGRB e que efeito teria a aplicação de

superplastificantes, um com alto poder redutor de água e outro de menor capacidade, no desempenho

de betões. Em relação à trabalhabilidade dos betões, concluiu que o uso de superplastificantes, mesmo

em baixas dosagens, revelou-se eficaz para compensar a maior absorção dos AR. Quando

incorporados AGRB na mistura com o superplastificante de menor desmpenho, foi necessário o

aumento da dosagem de adjuvante para obter a trabalhabilidade desejada. Com o adjuvante de forte

poder redutor, o autor verificou que todos os betões obtiveram a trabalhabilidade desejada, ainda que,

tenha constatado um ligeiro decréscimo desta característica com a incorporação de AGRB. No âmbito

dos ensaios ao betão no estado fresco, Matias (2005), concluiu que a introdução de superplastificantes,

sem correcção da água de amassadura, não influencia a massa volúmica. Em termos de desempenho

mecânico, o autor verificou que a introdução dos adjuvantes não influenciou a resistência à

compressão dos betões ou a sua resistência à abrasão, embora tenha constatado reduções próximas de

10% na resistência à tracção quando utilizado o superplastificante de alto desempenho e de cerca de

5% quando aplicado o superplastificante de menor desempenho.

Estado da arte



41

3. Campanha experimental

3.1. Introdução

O propósito desta campanha experimental é a avaliação da influência de superplastificantes em

diversas propriedades mecânicas dos BAFRB através da comparação com os BR. Para tal, foram

definidos 3 grupos de betão, um por adjuvante, e, dentro destes, 5 níveis distintos de substituição de

agregados finos naturais pelos seus homólogos reciclados. Com o uso de adjuvantes, pretende-se

contornar o requisito de aumento de água de amassadura devido ao uso de AFRB e conseguir relações

água / cimento menores, impossíveis de outro modo.

Sucintamente, os 3 grupos de betão referidos são:

� B0 - betão produzido sem recurso a qualquer superplastifiante;

� B1 - betão produzido com recurso a um superplastificante corrente (Sikament 400+);

� B2 - betão produzido com recurso a um superplastificante de alto desempenho (SikaPlast

898).

Para cada grupo de betão (i) existem 5 taxas de substituição de AFN por AFRB:

� BRi - 0% de substituição (BR);

� Bi,10 - 10% de substituição (BAFRB);



� Bi,100 - 100% de substituição (BAFRB).

Este capítulo pretende expor a organização da campanha experimental, assim como os ensaios

realizados em cada uma das fases em que esta se desdobra. Além da referência de cada norma

utilizada, incluem-se descrições pormenorizadas dos procedimentos experimentais, algumas destas

com adaptações, dada a natureza dos agregados e betões estudados.

3.2. Fases da campanha experimental

A campanha experimental foi dividida em quatro fases posteriormente descritas.

3.2.1. Primeira fase experimental

A primeira fase da campanha experimental consistiu na recolha e preparação de todo o material

necessário para a realização dos ensaios - agregados naturais e reciclados e cimento.

A produção de AFRB consistiu na trituração de um betão de origem (BO) cedido pela empresa de

betão pronto UNIBETÃO. Do mesmo fornecedor, foram obtidos todos os agregados naturais

necessários, grossos (brita 2 e brita 1) e finos (areia fina e areia grossa), de modo a que os agregados

utilizados no BO fossem o mais semelhante aos utilizados na produção dos betões da campanha

Campanha Experimental


experimental. Os agregados foram recolhidos e separadamente armazenados em contentores de grande

porte, de forma a evitar a contaminação ou saturação dos mesmos. A empresa SECIL providenciou o

ligante utilizado, cimento portland CEM II - A/L 42,5 R, certificado segundo a NP EN 197-1, idêntico

ao utilizado no BO. No ANEXO A, apresenta-se a ficha técnica do mesmo.

3.2.2. Segunda fase experimental

Nesta fase, teve lugar a caracterização dos agregados naturais e reciclados, respectivamente recolhidos

e fabricados, na primeira fase da campanha experimental.

A análise aos agregados grossos naturais foi executada com base nos seguintes ensaios e

correspondentes normas:

� análise granulométrica, segundo as normas NP EN 933-1 (2000) e NP EN 933-2 (1999);

� determinação da massa volúmica e absorção de água, de acordo com a norma NP EN 1097-6

(2003);

� determinação da massa volúmica aparente, conforme a norma NP EN 1097-3 (2003);

� determinação do índice de forma, de acordo com a norma NP EN 933-4 (2002);

� ensaio de desgaste de Los Angeles, segundo a especificação LNEC E-237 (1970).

Os agregados finos primários e reciclados foram caracterizados com base nos seguintes ensaios:

� análise granulométrica, segundo as normas NP EN 933-1 (2000) e NP EN 933-2 (1999);

� determinação da massa volúmica e absorção de água, de acordo com a norma NP EN 1097-6

(2003);

� determinação da massa volúmica aparente, conforme a norma NP EN 1097-3 (2003);

� análise do teor de humidade, conforme o estipulado na norma NP EN 1097-5 (2002).

3.2.3. Terceira fase experimental

A terceira fase da campanha experimental englobou a determinação da composição dos betões e,

subsequentemente, a sua produção e correcção.

Para avaliar e comparar as características mecânicas em estudo, fixou-se a variável trabalhabilidade,

impondo betões de classe de abaixamento S3 (100 a 150 mm determinados través do ensaio de

abaixamento), conforme estipulado na norma NP EN 206-1 (2007). Na presente investigação e para

permitir um adequado isolamento da variável trabalhabilidade, foi adoptado um leque de resultados

menor do que o estipulado na norma NP EN 206-1, com abaixamentos admissíveis de 120 ± 10 mm.

A trabalhabilidade dos betões é fortemente afectada pela natureza e dosagem dos adjuvantes

adoptados na sua produção. Uma inadequada aplicação de superplastificantes em betões pode resultar

em valores de abaixamento não admissíveis, segregação de agregados, ou mesmo exsudação (adaptado

de TEIXEIRA e MARTINS, 2003). A fixação de uma dosagem dos mesmos torna-se indispensável,


43

pelo que, para controlo destes efeitos, adoptou-se o valor de 1% da massa de ligante para os

adjuvantes do tipo superplastificante utilizados.

Durante a terceira fase experimental, foram realizados os seguintes ensaios sobre o betão fresco:

� ensaio de abaixamento (cone de Abrams), de acordo com a norma NP EN 12350-2 (2002);

� determinação da massa volúmica, de acordo com a norma NP EN 12350-6 (2002).

3.2.4. Quarta fase experimental

A fase final da campanha experimental teve como objectivo da avaliação das características mecânicas

dos betões produzidos na terceira fase experimental.

Os ensaios realizados na quarta fase experimental:

� resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias, de acordo com a norma NP EN 12390-3 (2003);

� velociade de propagação de ultra-sons aos 28 dias, de acordo com a norma NP EN 12504-4

(2004);

� resistência à tracção, por compressão diametral aos 28 dias, de acordo com a norma NP EN

12390-6 (2003);

� resistência ao desgaste, segundo a norma alemã DIN 52108 (2007);

� módulo de elasticidade aos 28 dias, conforme estipulado na especificação LNEC E 397

(1993).

O Quadro 3.1 apresenta sucintamente os ensaios realizados ao betão endurecido e características dos

provetes ensaiados (idade, número, forma e dimensões dos provetes) por tipo de betão produzido.

Quadro 3.1 - Ensaios, idade, quantidade e dimensões dos provetes ensaiados

Ensaio Idade (dias) N.º Forma e dimensões (mm) dos provetes

Resistência à compressão

7 3

Cúbica, 150 (L) 28 5

56 3

Resistência à tracção 28 3 Cilíndrico, 150x300 (ØxL)

Módulo de elasticidade 28 2 Cilíndrico, 150x300 (ØxL)

Resistência ao desgaste 91 2 Prismas, 71x71x50 (AxBxH)

3.3. Produção dos agregados reciclados

A produção dos AFRB desenrola-se na recepção e cura do BO e a sua posterior britagem.

3.3.1. Betão de origem (BO)

A produção dos AFRB desenvolveu-se através de betonagem, cura e britagem do BO e posterior

separação por fracções granulométricas dos agregados britados.



Foram moldados 1,5 m3 de betão pronto “in situ” no Laboratório de Construção. Para o efeito, foi

preparada uma cofragem em contraplacado marítimo com as dimensões de 2,5 x 2,5 m2, com uma

membrana plástica na face inferior e blocos de betão nos topos para controlo da deformação das

tábuas. Os blocos do BO, condicionados pelas dimensões da câmara de admissão da britadeira (cerca

de 0,40 x 0,30 m2), máxima dimensão das tábuas de contraplacado marítimo e capacidade de

manuseamento, foram fabricados com 0,35 x 0,15 x 0,17 m3.

Figura 3.1 - Preparação da cofragem de contraplacado

marítimo

Figura 3.2 - Cofragem com BO

Com base no especificado na norma NP EN 206-1 (2005), o betão cedido possuía as seguintes

características:

� classe de resistência: C 30/37;

� classe de exposição: X0;

� classe de consistência: S2 (80 ± 10 mm);

� tipo de ligante: CEM II / A-L 42,5 R;

� tipo de adições: cinzas volantes;

� dimensão máxima dos agregados: 22 mm;

� tipo de adjuvante: adjuvante multifunções POZZOLITH 540.

A composição do BO é sucintamente apresentada no Quadro 3.2 e poderão ser consultados com

detalhe o estudo da sua composição e dados dos seus constituintes no ANEXO A.

Em simultâneo com o BO, foram preparados 5 provetes cúbicos de 0,15 m de aresta, com o propósito

de caracterizar o betão através do ensaio da resistência à compressão aos 28 dias. Sucintamente, os

provetes são submetidos a um processo de cura em câmara húmida, a temperatura e humidade

constante, sendo posteriormente secos e ensaiados à compressão numa prensa hidráulica com

velocidade de carga constante de 11,3 kN/s (0,5 MPa/s), como especificado em 3.7.1. Previamente ao

ensaio de compressão, os provetes foram submetidos a pesagens, permitindo identificar e excluir

qualquer resultado anómalo de entre os obtidos, os quais se encontram patentes no Quadro 3.3.


45

Quadro 3.2 - Composição do betão de origem

Constituintes Quantidade / m3 betão m. v. (kg/m3) Proporção (m3/m3)

CEM II / A-L 42,5 R 224 kg 3080 0,073

Cinzas volantes 121 kg 2300 0,053

Brita 2 633 kg 2680 0,236

Brita 1 326 kg 2670 0,122

Brita 0,5 / bago de arroz 215 kg 2640 0,081

Areia grossa 437 kg 2620 0,167

Areia fima 216 kg 2640 0,082

Adjuvante 3,45 kg 1200 0,003

Água 170 l 1000 0,170

Vazios - - 0,018

Quadro 3.3 - Resultados do ensaio de compressão do betão de origem (28 dias)

Cubo Massa (g) Força (kN) σ (Mpa)

1 8035,1 851,2 37,8

2 8023,9 830,9 36,9

3 7998,9 825,5 36,7

4 8055,6 836,4 37,2

5 7989,9 852,1 37,9

Média 8020,7 839,2 37,3

Desvio padrão 26,7 12,0 0,5

O valor característico de resistência à compressão do BO é dado pela seguinte expressão:

f�2 = f�3 − λ S5 (3.1)

com,

� fck - valor característico de resistência à compressão (MPa);

� fcm - valor médio de resistência à compressão (MPa);

� λ - parâmetro estatístico que depende do número de amostras;

� Sn - desvio padrão (MPa).

O Eurocódigo 2 define λ como um parâmetro estatístico cujo propósito é garantir o mesmo nível de

probabilidade em função do número de amostras. Nepomuceno (1999) indica que, para elevados

números de amostras, λ tende para 1,64, valor adoptado por simplificação, apesar da reduzida

amostragem.

O valor característico de resistência à compressão do BO resultou em 36,4 MPa, valor ligeiramente

abaixo do previsto para um betão de classe C 30/37. Porém, este cálculo deve ser encarado como um

elemento caracterizador dos agregados; por outro lado, não é expectável que o valor característico de

resistência à compressão influencie significativamente os resultados dos ensaios das restantes fases da

campanha experimental (NIXON, 1978).



3.3.2. Britagem dos agregados

Após 28 dias de cura dos blocos do BO, procedeu-se à sua britagem com recurso à britadeira de

maxilas do Laboratório de Construção do Departamento de Engenharia Civil e Arquitectura do

Instituto Superior Técnico (Figura 3.3). O processo de britagem consiste numa trituração primária dos

blocos de BO, que atravessam a britadeira e dão origem a agregados reciclados através do choque com

as maxilas (Figura 3.4).

Figura 3.3 - Britadeira de maxilas utilizada Figura 3.4 - Agregado reciclado após trituração

Propriedades como a percentagem de finos e a máxima dimensão do agregado (menor abertura do

peneiro pela qual passa, pelo menos, 90% da massa do agregado), relevantes na produção de

agregados finos reciclados para esta campanha experimental, podem ser reguladas através da abertura

das maxilas da britadeira. A colocação de chapas na britadeira permite alterar a distância entre as

maxilas, já que a abertura das maxilas varia inversamente com a espessura total de chapas inseridas.

Com o objectivo de averiguar a espessura total de chapas que conduziria a uma optimização da

produção de AFRB sem danificar as maxilas da trituradora, foi realizado um trabalho experimental

com três aberturas diferentes de maxilas, em função da espessura total de chapas utilizada. Neste

sentido, recolheram-se amostras de AFRB produzidos com recurso a três espessuras de chapas

distintas, sendo posteriormente submetidas a análises da quantidade de finos e análises

granulométricas (realizadas segundo o ponto 3.5.1). Os resultados podem ser observados no Quadro

3.4.

Em função dos resultados da proporção de finos, foi possível concluir que uma abertura menor

favorece a produção de AFRB, como seria expectável. Contudo, a utilização da abertura mínima

acarretava um agravamento do desgaste das maxilas e comprometia a capacidade de refrigeração da

britadeira, pelo que se optou a utilização de uma abertura correspondente a uma espessura total de

chapas de 33 mm. Em relação à produção de diferentes fracções de AFRB, pode-se constatar, pela

Figura 3.5 que a influência de diferentes aberturas das maxilas sobre a distribuição de material fino

pelos vários peneiros é irrelevante face às vantagens da optimização da produção de finos.

Ressalve-se que as análises granulométricas patentes na Figura 3.5 servem únicamente para constatar a

influência que o modo de britagem possui nas curvas granulométricas das amostras produzidas. Estas


47

são apenas análises de caracterização dos agregados reciclados, uma vez que os AFRB produzidos

foram separados por fracções e, quando incorporados em betões, ajustados em função de uma curva de

referência.

Quadro 3.4 - Resultados das análises granulométricas e proporção de finos de amostras resultantes de diferentes

aberturas das maxilas

Abertura das maxilas Abertura mínima Abertura média Abertura máxima

Espessura das chapas (mm) 40 25 7

Proporção de finos 43,7% 25,8% 17,2%

Peneiro (mm) material passado

passado acumulado

material passado

passado acumulado

material passado

passado acumulado

4,0 29,9% 100,0% 22,5% 100,0% 22,2% 100,0%

2,0 23,0% 70,1% 21,8% 77,5% 22,2% 77,8%

1,0 17,5% 47,1% 20,8% 55,7% 19,7% 55,6%

0,500 12,9% 29,6% 16,8% 34,8% 15,9% 35,9%

0,250 7,1% 16,6% 8,6% 18,0% 9,0% 20,0%

0,125 7,8% 9,5% 8,3% 9,4% 9,3% 10,9%

0,0625 1,8% 1,8% 1,1% 1,1% 1,6% 1,6%

Figura 3.5 - Curvas granulométricas de amostras de AFRB resultantes de diferentes aberturas das maxilas

A influência da abertura das maxilas na qualidade dos AFRB foi outro parâmetro equacionado. É

expectável que, quanto menor for a abertura das maxilas, melhor a qualidade dos AFRB. Crê-se que

uma menor abertura das maxilas impõe maiores deslocamentos aos blocos de betão e estes, ao fissurar,

fazem-no mais próximo dos agregados originais, produzindo AFRB com menor teor de argamassa

aderida. Na averiguação deste parâmetro, submeteram-se duas amostras por abertura de maxilas a

análises térmicas, onde através de queima foi possível apurar o teor de CaCO3 (igual ao teor de

argamassa aderida). Os resultados revelaram que a abertura das maxilas numa trituração primária

possui pouca influência na quantidade de argamassa aderida dos AFRB. O Quadro 3.5 apresenta

sucintamente os resultados da análise que se encontram expostos em detalhe no ANEXO B.

5,64,02,01,00,5000,2500,1250,0630,0065

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Mat

eria

l pas

san

te (

%)

Dimensão do agregado (mm)

Abertura mínima

Abertura média

Abertura máxima



Quadro 3.5 - Teor de CACO3 das diversas amostras de AFRB

Abertura das maxilas Amostra Teor de CACO3 Valor médio

Mínima I 39,39 %

39,62 % II 39,84 %

Média I 37,39 %

37,66 % II 37,93 %

Máxima I 36,64 %

36,94 % II 37,23 %

3.4. Produção dos betões

É do domínio geral que a composição de um betão se prende a um conjunto de agregados, finos e

grossos, cimento, água e eventuais aditivos e adjuvantes. Diferentes proporções destes constituintes

permitem inúmeras composições. Assim, os métodos de formulação de betões surgem como

ferramentas necessárias na optimização da compacidade face às exigências de desempenho mecânico,

trabalhabilidade, durabilidade e economia. Optou-se pela utilização do método de Faury (método de

curvas de referência) dado o largo historial de campanhas experimentais com ele realizadas.

3.4.1. Betão de referência

Em função do especificado nas normas NP EN 206-1 (2005) e LNEC E 464 (2007), pretendeu-se

obter um betão com características passíveis de aplicação em elementos estruturais correntes, dotado

de uma resistência média à compressão de cerca de 33 MPa (classe de resistência C 25/30) e de uma

trabalhabilidade delimitada por registos de 120 ± 10 mm (classe de plasticidade S3).

Sumariamente, o betão de referência deverá possuir as seguintes características:

� classe de resistência: C 25/30;

� classe de consistência: S3 (100 a 150 mm);

� classe de exposição: XC3 (moderadamente húmido);

� ligante: CEM II/A-L Classe 42,5 R, em sacos de 50 kg da cimenteira SECIL, da central de

Outão, Setúbal;

� água de amassadura: potável, da rede de abastecimento pública;

� local de fabrico: Laboratório de Construção do Departamento de Engenharia Civil e

Arquitectura do Instituto Superior Técnico;

� adjuvantes: nenhum;

� adições: nenhuma.

Foram considerados os seguintes parâmetros relevantes na formulação do betão:

� bom controlo de qualidade de produção;

� vibração média, com agulha vibratória;

� medição dos componentes em peso.


49

Ressalve-se que a classe de resistência mínima para um betão com classe de exposição XC3 e

aplicável em elementos estruturais é de C 30/37, classe acima da definida. Atendendo à classe de

consistência pretendida e à inexistência de qualquer adjuvante no betão de referência, a obtenção de

resistências superiores dependia da utilização de dosagens de cimento díspares do usualmente

utilizado na indústria do betão, pelo que se optou pela classe de resistência C 25/30. De referir ainda

que do estudo envolvendo superplastificantes poderiam resultar betões de desempenho invulgar, pelo

que um betão de referência de classe inferior ao tipicamente praticado em campanhas experimentais

desta natureza permitiria contrariar esse possível inconveniente.

3.4.1.1. Máxima dimensão do agregado (Dmáx)

A máxima dimensão do agregado influencia o desempenho mecânico dos betões, ou seja, quanto

maior o agregado, maior o efeito de parede e maior a dificuldade de vibração do betão. Contudo, o

índice de vazios de um betão varia inversamente a este parâmetro.

Faury propõe que o efeito de parede poderá ser ignorado caso a máxima dimensão dos agregados

(Dmáx) não ultrapasse 1/3 do raio médio do molde (R), como mostra a equação:

D3á7 ≤ 43 R (3.2)

Onde o raio médio do molde é assim definido:

R = volume a encher de betãosuperGicie conGinante do volume de betão (3.3)

Como se pode verificar no Quadro 3.1, os moldes mais utilizados são cubos de 0,15 m de aresta, pelo

que:

R = IJKIL = I

K = !M K = 25 mm (3.4)

D ≤ 43 x 25 ≈ 33,3 mm (3.5)

A máxima dimensão dos agregados grossos recolhidos para a campanha experimental é de 31,5 mm

(como se vê em ), de onde se conclui que o efeito de parede não é relevante para estes moldes. No

entanto, os provetes utilizados no ensaio de desgaste são obtidos através do corte de moldes cúbicos de

0,10 m, onde o efeito de parede não poderá ser ignorado:

R = IJKIL = I

K = ! K ≈ 16,7 QQ (3.6)

D ≤ 43 x 16,7 ≈ 22,3 mm (3.7)

Embora a máxima dimensão dos agregados exceda o valor limite, optou-se pela não alteração deste

parâmetro.



3.4.1.2. Valor médio da tensão de rotura à compressão (fcm)

Uma vez definida a classe de resistência pretendida para o BR (C25/30), o valor da resistência média à

compressão aos 28 dias pode ser calculado com uma equação equivalente à expressão (3.1):

f�3 = f�2 + λ S5 (3.8)

Como referido em 3.3.1, adopta-se, por simplificação o parâmetro λ igual a 1,64, valor apontado por

Nepomuceno (1999). O autor propôs ainda valores para o desvio padrão (Sn) em função das condições

de produção do betão (Quadro 3.6). A medição dos componentes foi feita através de pesagem, em

ambos os casos, e admitiu-se um bom controlo da produção do betão.

Assim o valor médio da resistência à compressão previsto resulta em:

f�3 = 25 + 1,64 × 4,4 = 32,2 MPa (3.9)

Quadro 3.6 - Desvios padrão em função do grau de controlo de produção

Medição dos componentes Grau de controlo

da produção

Desvio padrão

(MPa) Cimento Agregados

Peso (servomecanismo) Peso (servomecanismo)

Fraco 5,6

Normal 4,6

Bom 3,6

Peso Peso

Fraco 6,5

Normal 5,4

Bom 4,4

Peso Volume

Fraco 7,2

Normal 6,0

Bom 4,7

Volume Volume

Fraco 7,6

Normal 6,5

Bom 5,2

3.4.1.3. Dosagem de cimento (C)

É usual na formulação de betões fixar uma relação água / cimento ou uma dosagem de cimento. A

norma LNEC E 464 (2007) estabelece limites para ambos os parâmetros, e em função da classe de

exposição XC3 e da utilização de cimento CEM II / A-L 42,5 R, é estipulada uma dosagem mínima de

cimento de 280 kg/m3 e uma relação água / cimento máxima de 0,60.

Uma vez que o método de Faury não especifica como obter uma dosagem de cimento ou relação água

/ cimento a utilizar, optou-se por impor uma dosagem de cimento através da fórmula de Bolomey:

f� = 0,55 f3� S TU + V − 0,5W (3.10)

em que,

� fc - valor estimado da resistência do betão aos 28 dias (MPa);

� fmc - resistência do cimento;


51

� C - dosagem de cimento (kg/m3);

� A - dosagem de água (kg/m3);

� V - volume de vazios (l/m3).

A dosagem de cimento pode ser retirada directamente do Quadro 3.7.

Quadro 3.7 - Dosagem de cimento pela fórmula de Bolomey (adaptado de GOMES e PINTO, 2009)

Dosagem de cimento (kg/m3)

Classe do cimento Classe de resistência do betão

C15/20 C20/25 C25/30 C30/37 C45/55

32,5 320 360 400 440 510

42,5 280 310 350 380 440

52,5 250 280 310 340 390

Com base no Quadro 3.7, a dosagem de cimento indicada para um betão C25/30 e com cimento de

classe 42,5 é de 350 kg/m3, dosagem superior ao mínimo de 280 kg/m3 estipulado pela especificação

LNEC E 464 (2007).

3.4.1.4. Volume de vazios (Vv)

O volume de ar contido numa amassadura de betão é um dos parâmetros mais difíceis de estimar.

Uma vez que a sua determinação só pode ser conseguida através de métodos directos, o American

Concrete Institute propõe a utilização de uma tabela baseada em relações empíricas verificadas entre o

volume de vazios (Vv) e a máxima dimensão do agregado (Dmáx) (Quadro 3.8).

Quadro 3.8 - Volume de vazios em função da máxima dimensão dos agregados (NEPOMUCENO, 1999)

Máxima dimensão do agregado (Dmáx) (mm)

Volume de vazios (Vv) (l/m3)

9,5 30

12,7 25

19,1 20

25,5 15

38,1 10

50,8 5

76,2 3

152,4 2

Porque os valores tabelados são resultados de relações obtidas empiricamente, é admissível a

interpolação de valores para estimativa do volume de vazios. Para uma dimensão máxima do agregado

de 31,5 mm, vem:

VX(31,5 mm) = 15 − (31,5 − 25,4)(38,1 − 25,4) (15 − 10) ≈ 13 l/m. (3.11)



3.4.1.5. Índice de vazios (Iv)

Independentemente da compactação do betão, este conterá sempre vazios ocupados por ar ou água. O

volume ocupado por estes constituintes não sólidos designa-se por índice de vazios (Iv). O seu valor

pode ser estimado através da expressão proposta por Faury (3.12):

IX = K[D3á7] + K′

RD − 0,75

(3.12)

em que,

� K e K’ - parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da trabalhabilidade pretendida

e dos meios de colocação utilizados, conforme definido no Quadro 3.9;

� R - raio médio do molde que contém o betão (mm);

� D - máxima dimensão do agregado (mm).

Atendendo à natureza dos agregados utilizados (areias roladas e agregados grossos britados), à classe

de trabalhabilidade pretendida para o betão fresco (classe S3) e tomando a hipótese conservativa de

que o raio médio do molde é idêntico à máxima dimensão do agregado, as incógnitas tomam os

seguintes valores:

� K = 0,37;

� K’ = 0,003;

� Dmáx = 31,5 mm;

� R = Dmáx.

Quadro 3.9 - Valores dos parâmetros K e K’ para determinação do índice de vazios (NEPOMUCENO, 1999)

Trabalhabilidade Meios de colocação

K

K’ Natureza dos agregados

Areia rolada Areia e agregados grossos britados Agregados grosso

rolado Agregados grosso

britado

Terra húmida Vibração muito potente e

possível compressão ≤ 0,24 ≤ 0,25 ≤ 0,27 0,002

Seca Vibração potente 0,25 a 0,27 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,003 Plástica Vibração média 0,26 a 0,28 0,28 a 0,30 0,30 a 0,34 0,003 Mole Apiloamento 0,34 a 0,26 0,36 a 0,38 0,38 a 0,40 0,003 Fluida Sem nada ≥ 0,36 ≥ 0,38 ≥ 0,38 0,004

Aplicando os valores na expressão (3.12), obtém-se:

IX = 0,37[31,5] + 0,003

31,531,5 − 0,75

≈ 0,198 (3.13)


53

3.4.1.6. Dosagem de água da amassadura (A) e relação água / cimento (a/c)

A dosagem de água da amassadura resulta da subtracção do volume de vazios (Vv), volumes de ar

contido no betão, ao índice de vazios (Iv), volume total de material não sólido, como descrito na

expressão (3.14).

A = IX − VX (3.14)

onde,

� A - dosagem de água de amassadura (l/m3);

� Iv - índice de vazios de Faury (l/m3);

� Vv - volume de vazios presentes no betão (l/m3).

Substituindo:

� Iv = 198 l/m3;

� Vv = 13 l/m3.

Resulta:

A = 198 − 13 = 185 l/m. (3.15)

Uma vez obtidos os valores das dosagens de água e cimento, determinou-se, através da expressão

(3.16), uma relação água / cimento de 0,53.

relação água/cimento = dosagem de água (l)dosagem de cimento (kg) = 185

350 ≈ 0,53 (3.16)

3.4.1.7. Volume das partículas de cimento (Vc)

O volume ocupado pelas partículas de cimento, num metro cúbico de betão, é determinado pela

expressão:

V� = Cδ�

(3.17)

com

� δc - massa específica do cimento utilizado na campanha experimental (3050 kg/m3).

Logo, o volume das partículas de cimento é:

V� = 3503050 = 0,115 m./m. (3.18)

3.4.1.8. Volume das partículas sólidas (Vs)

O volume das partículas sólidas do betão (Vs) equivale ao volume ocupado pelos agregados e cimento.

Uma vez determinado o índice de vazios (Iv), é possível calcular o volume das partículas sólidas pela

equação:



Vd = 1 − IX = 1 − 0,198 = 0,802 m./m. (3.19)

3.4.1.9. Percentagem do volume de cimento relativamente ao volume sólido total (C%)

A dosagem dos agregados depende do volume que as partículas de cimento ocupam no volume global

das partículas sólidas e pode ser determinada através da expressão seguinte:

C% = V�Vd

× 100 = 0,1150,802 = 14,3% (3.20)

3.4.1.10. Curva de referência de Faury

A compacidade máxima de um betão acedendo aos requerimentos de plasticidade, constitui o

propósito da utilização de métodos estabelecidos para o cálculo da composição granulométrica do

agregado. De entre estes, o método da curva de referência de Faury permite determinar a proporção de

cada um dos agregados do betão, enquanto considera a presença dos restantes constituintes sólidos da

mistura. Como indicado atrás, o método da curva de referência de Faury foi o adoptado para esta

campanha experimental.

A curva de Faury é formada por dois segmentos de recta num diagrama, sendo que as abcissas

representam as dimensões das partículas, com escala proporcional à sua raiz quinta, e as ordenadas

correspondem à percentagem de material que passa por um peneiro com determinada malha. À menor

dimensão das partículas sólidas, as partículas de cimento com 0,0065 mm, corresponde o início das

dimensões das partículas na curva de Faury, enquanto que a máxima dimensão dos agregados (Dmáx)

as limita superiormente. A curva de referência é formada pelos seguintes pontos:

� Ponto 1:

Abcissa: 0,0065 mm

Ordenada: 0,0%

� Ponto 2:

Abcissa: ghái& = .!,M

& ≈ 16 mm

Ordenada: A + 17[D3á7] + jk ,'M = 30 + 17[31,5] + &

! ,'M = 71,9 %

Onde,

� A e B - parâmetros que dependem da natureza dos agregados, meios de colocação e da

consistência do betão, constatáveis no Quadro 3.10.

Foram tidas em conta as características do betão pretendido - trabalhabilidade mole, da areia rolada e

dos agregados grossos britados.


55

Quadro 3.10 - Valores dos parâmetros A e B (NEPOMUCENO, 1999)

Trabalhabilidade Meios de colocação

A

B

Natureza dos agregados

Areia rolada Areia e agregados

grossos britados

Agregados grossos rolados

Agregados grossos britados

Terra húmida Vibração muito potente e

possível compressão ≤ 18 ≤ 19 ≤ 20 1

Seca Vibração potente 20 a 21 21 a 22 22 a 23 1 a 1,5

Plástica Vibração média 21 a 22 23 a 24 25 a 26 1,5

Mole Apiloamento 28 30 32 2

Fluida Sem nada 32 34 38 2

� Ponto 3:

Abcissa: D3á7 = 31,5 mm;

Ordenadas: 100,0%

Com base nestes pontos e através da dedução da percentagem de cimento, é possível determinar a

curva de Faury sem cimento (Quadro 3.11).

Quadro 3.11 - Definição das curvas de Faury

Malha (mm)

Material passante

Curva de Faury com

cimento

Cimento reduzido

da curva de Faury

Curva de Faury sem

cimento

0,0065 0,0% -14,3% -16,7%

16,0 71,9% 57,6% 67,2%

31,5 100,0% 85,7% 100%

A proporção de cada agregado é deduzida graficamente a partir destes três pontos. O método requer

traçar uma linha vertical que divida duas curvas granulométricas contíguas, de forma a que as áreas

adjacentes intersectadas sejam iguais para as duas curvas. A percentagem de cada agregado é definida

pela diferença entre as ordenadas dos pontos onde as linhas verticais cruzam a curva de Faury.

Uma vez determinadas, as proporções de cada agregado devem ser acertadas. Tal é feito através da

variação das proporções dos agregados de modo a que o produto dos seus módulos de finura pela sua

proporção iguale o módulo de finura da curva de referência.

A determinação da proporção dos agregados é um processo gráfico, pelo que foi utilizado o software

Sikacomp, baseado no método dos mínimos quadrados que permite um acerto rigoroso das proporções

dos agregados. Os resultados do método de Faury encontram-se sucintamente expostos no Quadro

3.12, sendo que um estudo mais detalhado da composição do betão de referência pode ser consultado

no ANEXO C.



Refira-se que o método de Faury fornece a proporção dos agregados na mistura admitindo que os

agregados se encontram secos. A determinação da massa de cada agregado na amassadura é dada por:

Mlmm = δdn�l × Vlmm = δdn�l × Vd(1 − C%) × ppo (3.21)

em que,

� Magg - massa do agregado (kg);

� δseca - massa volúmica do agregado seco (kg/m3);

� Vagg - volume do agregado (m3);

� ppi - proporção do agregado i.

Quadro 3.12 - Resumo dos resultados do método de Faury

Agregados Módulo

de finura

Massa volúmica

do material seco

(kg/m3)

Proporção Volume (m3) ocupado

em 1 m3 de betão

Massa (kg) em

1 m3 de betão

Areia fina 1,98 2593,8 0,113 0,078 202

Areia grossa 3,56 2609,9 0,302 0,208 542

Brita 1 6,40 2624,0 0,154 0,106 278

Brita 2 7,57 2680,5 0,431 0,296 794

Mistura real 5,57

Curva de referência 5,60

Uma vez determinadas as proporções dos agregados na amassadura, foi possível representar a curva da

mistura real (Figura 3.6).

Figura 3.6 - Curva de referência de Faury sem cimento, curva da mistura real e curvas granulométricas dos

agregados

31,522,416,011,28,05,64,02,01,00,5000,2500,1250,0630,0065

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Mat

eria

l pas

san

te (

%)


Areia fina

Areia grossa

Brita 1

Brita 2

Curva teórica

Curva real


57

3.4.1.11. Composição do betão de referência (BR0)

As quantidades dos constituintes de 1 metro cúbico do betão de referência são descritas no Quadro

3.13.

Quadro 3.13 - Composição do betão de referência (BR0)

Constituintes Volume (m3) Quantidade

Cimento 0,115 350 kg Areia fina 0,078 202 kg

Areia grossa 0,208 542 kg

Brita 1 0,106 278 kg

Brita 2 0,296 794 kg

Água 0,185 185 l

3.4.2. Amassadura

O processo de amassadura contempla a execução dos betões e, quando necessário, o acerto da sua

relação água / cimento.

3.4.2.1. Processo

O processo de amassadura adoptado teve por base o empregue por Evangelista (2007) porque

contempla dois factores preponderantes - a problemática da absorção de água dos AFRB e a aplicação

de superplastificantes. Uma rigorosa cronometragem do processo de betonagem é exigida no controlo

da produção do betão e do tempo a que os AFRB estão expostos à água de amassadura.

O processo de betonagem inicia-se com a pesagem dos constituintes do betão, com especial cuidado

em relação à água de amassadura. Após o molhar e escorrer da betoneira, com esta em funcionamento,

colocaram-se os agregados finos naturais e reciclados com uma quantidade de água correspondente a

2/3 do previsto para a amassadura e à água a ser absorvida pelos AFRB. Ao fim de 4 minutos,

adicionou-se o cimento e, quando a pasta se tornou homogénea colocaram-se os agregados grossos,

processo que durou cerca de 2 minutos. Por fim, adicionou-se o restante 1/3 de água de amassadura

misturada com o adjuvante a aplicar e deixou-se homogeneizar a mistura durante 5 minutos. Desde a

colocação do primeiro balde, o processo tem duração de 10 minutos após os quais o processo de

homogeneização é interrompido e a trabalhabilidade do betão é avaliada através do ensaio de

abaixamento (descrito em 3.6.1).

Em caso de abaixamento fora do considerado válido (120 ± 10 mm), houve lugar a um acerto da

relação a/c, processo descrito em 3.4.2.2.

Uma vez terminado o processo de misturação, a amassadura é colocada nos respectivos moldes

preparados com óleo descofrante. Posteriormente, é vibrada com recurso a um vibrador mecânico,

processo que uniformiza e expulsa o ar ocluído no betão. Após a vibração, com uma espátula, é

regularizada a superfície do betão e, completadas 24 ± 4 h, os provetes são desmoldados e dá-se início

à sua cura em câmara húmida.



3.4.2.2. Correcção da relação água / cimento

O aumento da relação a/c impõe, necessariamente, uma redução do volume de partículas sólidas na

mistura através do aumento da quantidade de água de amassadura. Sendo impraticável a redução da

quantidade de agregados, optou-se pelo acerto dos restantes constituintes do betão, aumentando o

volume total da mistura, pelo que o volume que os agregados passaram a ocupar (Vagg’) vem dado por:

Vlmmp = 1 − C × (a/c)p − V� − VX (3.22)

em que,

� (a/c)’ - relação água / cimento pretendida.

E o volume da amassadura corrigida (Vamassadura’) vem:

Vl3lddl%qrlp = VlmmVlmmp × Vl3lddl%qrl (3.23)

Mediante o aumento do volume de amassadura, para além do acréscimo de água, torna-se necessário

corrigir as quantidades de cimento e adjuvante para manter as suas dosagens constantes na mistura.

Após o ajuste dos constituintes, volta-se a misturar o betão numa duração não superior a 3 minutos.

Ressalve-se que o presente processo considera um único ajuste por amassadura e que não contempla a

água absorvida pelos AFRB para lá dos 10 minutos de amassadura. Uma vez que o processo de

betonagem e ajuste possui cerca de 15 minutos de duração e com base na Figura 3.11, verifica-se que

aos 15 minutos os AFRB ainda possuem uma absorção de água próxima da indicada aos 10 minutos,

pelo que a hipótese atrás referida foi tomada como válida.

3.4.3. Formulação das restantes composições

3.4.3.1. Betões de referência com superplastificantes

Os adjuvantes foram empregues na campanha experiemental com a finalidade de diminuir a

quantidade de água empregue em BAFRB e, subsequentemente, as relações água / cimento obtidas.

Em 3.1, foram definidos três grupos de betão, um para cada tipo de superplastificante utilizado. Com o

intuito de simplificar a nomenclatura, referiu-se ao superplastificante corrente (Sikament 400 Plus,

cuja base química é resultante de uma mistura de polímeros orgânicos e aditivos) como

Superplastificante 1 (Figura 3.7) e ao superplastificante de alto desempenho (SikaPlast 898, com base

química numa combinação de policarboxilatos modificados em solução aquosa) como

Superplastificante 2 (Figura 3.8). A produção de dois grupos de betão com adjuvantes requereu a

formulação de dois betões de referência adicionais - BR1 e BR2, com Superplastificante 1 e

Superplastificante 2, respectivamente. As fichas técnicas dos superplastificantes podem ser

consultadas no ANEXO D.


59

Os adjuvantes operam como redutores de água, mantendo constante a dosagem de cimento e as

proporções entre os agregados na mistura. Fixou-se a dosagem de superplastificante (Sp) em 1% da

massa do cimento, valor dentro do especificado nas fichas técnicas dos produtos para betões correntes.

A redução da relação água / cimento com as condições descritas eleva o volume das partículas sólidas

no betão, altera o efeito do cimento na curva de referência que por sua vez muda o traçado da curva de

referência e, por fim, altera as proporções entre os agregados. Tal efeito foi ignorado para que todas as

composições possuíssem a mesma curva de mistura real e a mesma dosagem de cimento, pelo que, por

fixar essas variáveis, as composições obtidas quando utilizados adjuvantes não possuem máxima

compacidade.

Os betões com adjuvantes foram primeiro formulados considerando o potencial redutor de água

convencionado pelo fabricante e depois ajustados até à trabalhabilidade desejada aquando do processo

de betonagem.

Figura 3.7 - Superplastificante Sikament 400 Plus Figura 3.8 - Superplastificante SikaPlast 898

3.4.3.2. Betões com AFRB

Na substituição volumétrica de agregados primários por agregados reciclados, considera-se que os

agregados finos naturais não possuem partículas de dimensão superior a 4 mm (refira-se que ambas as

areias foram submetidas a peneiração de modo a eliminar os contaminantes agregados grossos).

Assume-se que os AFRB e os AFP se encontram isolados dentro de contentores estanques com fecho

hermético (Figura 3.9 e Figura 3.10) (os agregados finos naturais foram sujeitos a secagem antes de

cada betonagem).

A massa de AFRB a utilizar em cada amassadura deduz-se nas expressões seguintes:

⇔ M��t = %i × δ��t × (V�� + V�u) (3.24)

⇔ M��t = %i × δ��t × Vl3lddl%qrl × Vlmm×(δ��δ��

× pp�� + δ�uδ�u

× pp�u) (3.25)



⇔ M��t = %i × δ��t × Vl3lddl%qrl × Vlmm×(pp�� + pp��) (3.26)

onde,

� MAFRB - massa dos AFRB;

� %i - taxa de incorporação de AFRB;

� ppi - proporção do agregado i na mistura;

� δi - massa específica das partículas secas do agregado i.

Figura 3.9 - Contentores das fracções de AFRB Figura 3.10 - Contentores dos AFP

A parcela de AFRB é fabricada, mediante a mistura das diversas fracções para que, quando

incorporada com os AFP, se mantenha inalterável a curva da mistura real. Uma vez determinada a

massa de AFRB, obtém-se a massa de cada fracção (Mfracção) pela expressão:

Mvrl�çãw = %f × M��t (3.27)

em que,

� %f - percentagem da fracção no total de agregados finos em função da curva da mistura real

(Quadro 3.14).

Uma vez que a quantidade de material passante no peneiro de 0,0625 mm é consideravelmente baixa

(inferior a 1%) e que, para AFRB, seria maioritariamente constituído pela pasta ligante do BO, optou-

se por não incluir esta granulometria.

Quadro 3.14 - Percentagens de finos no total dos agregados finos da curva da mistura real por fracções

Fracção (mm) % por fracção

4,0 - 2,0 14,1%

2,0 - 1,0 27,7%

1,0 - 0,5 31,0%

0,5 - 0,250 20,3%

0,25 - 0,125 6,2%

0,125 - 0,0625 0,7%


61

3.4.3.3. Compensação da absorção de água dos AFRB

Ao contrário dos seus homólogos naturais, os agregados reciclados de betão possuem uma capacidade

de absorção de água não desprezável na amassadura de um betão. A simples substituição volumétrica

de agregados naturais por agregados reciclados acarreta consequências a nível da trabalhabilidade e

desempenho do betão, resultantes da redução da água de amassadura por absorção dos reciclados. O

efeito pode ser contrariado via pré-saturação dos agregados reciclados ou pela compensação da água

de amassadura que será absorvida. Ferreira (2007) sugere a compensação da água de amassadura em

detrimento da pré-saturação que o autor indica como responsável por efeitos prejudiciais sobre o

desempenho mecânico e durabilidade do betão. Deste modo, nesta campanha, optou-se pela

compensação da água de amassadura na produção de BAFRB.

Evangelista (2007) conclui que a avaliação da absorção de água no tempo pelos AFRB é fulcral na

determinação da quantidade de água para compensação da absorvida ao longo do processo de

betonagem. Em conformidade com a sua abordagem, assumiu-se uma duração de 10 minutos para o

processo de betonagem (3.4.2.1).

Leite (2001) descreveu a absorção de água de AFR (de betão, argamassa e cerâmica) ao longo do

tempo através da medição da variação da massa hidrostática. Através do procedimento proposto pela

autora é possível descrever a evolução da absorção de água dos agregados AFRB utilizados na

presente campanha experimental (Figura 3.11, resultante do procedimento de ensaio 3.5.3).

Figura 3.11 - Evolução da absorção de água dos AFRB

Como se constata na Figura 3.11, uma vez completo o processo de amassadura, os AFRB atingirão

cerca de 50% da capacidade de absorção de água às 24h. A quantidade de água a adicionar obtém-se

através da dedução do teor de água que os AFRB já possuíam a metade da capacidade de absorção de

água:

%Absorção água a corrigir = 10,9% × 0,50 − 4,34% = 1,11% (3.28)

00:10 00:30 00:50 01:15 01:30 02:00 02:30 20:2521:25 24:000%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

% d

o p

oten

cial

de

abso

rção

de

águ

a at

ingi

do

Duração do ensaio (h:m)



sendo esta percentagem relativa à massa de AFRB a incorporar.

Refira-se que foram constantes em todas as betonagens os 4,34% relevantes ao teor de humidade dos

AFRB, pois os agregados foram mantidos sob as mesmas condições de humidade em recipientes

estanques, como indicado em 3.4.2.2.

Aqui deverá ser feita a distinção entre relação água / cimento aparente (a/c)ap e relação água / cimento

efectiva (a/c)ef. A primeira considera toda a quantidade de água introduzida na mistura, inclusive a de

compensação da absorção dos AFRB, enquanto que a segunda relaciona apenas a quantidade de água

disponível (livre) na amassadura com a quantidade de cimento. Na classificação e comparação de

betões, a relação preponderante é a de água / cimento efectiva, pelo que na, presente dissertação,

sempre que se designar uma relação a/c sem especificar qual das duas relações se trata, deve entender-

se como relação água / cimento efectiva.

3.4.3.4. Composições finais de todos os betões

No Quadro 3.15, são apresentadas as composições finais obtidas para os diferentes betões:

Quadro 3.15 - Composições dos diferentes betões (1m3)

BR0 B0,10 B0,30 B0,50 B0,100 BR1 B1,10 B1,30 B1,50 B1,100 BR2 B2,10 B2,30 B2,50 B2,100

Taxa de incorporação 0% 10% 30% 50% 100% 0% 10% 30% 50% 100% 0% 10% 30% 50% 100%

Cimento (kg) 350 350 350 350 350 350 350 350 350 350 350 350 350 350 350

Água (l) 193 193 194 196 199 158 158 163 168 178 133 137 139 143 150

Relação (a/c)ap 0,55 0,55 0,56 0,56 0,57 0,45 0,45 0,47 0,48 0,51 0,38 0,39 0,40 0,41 0,43

Relação (a/c)ef 0,55 0,55 0,55 0,55 0,55 0,45 0,45 0,46 0,47 0,49 0,38 0,39 0,39 0,40 0,41

AFRB (kg) 0 57 170 283 566 0 59 177 294 582 0 61 183 304 605

Fra

cçõe

s de

AF

RB

(kg

)

4,0 - 2,0 0,0 7,7 23,0 38,3 76,7 0,0 8,0 24,0 39,8 78,7 0,0 8,3 24,8 41,1 81,9

2,0 - 1,0 0,0 15,3 46,0 76,7 153,4 0,0 16,1 48,0 79,5 157,5 0,0 16,5 49,6 82,3 163,8

1,0 - 0,5 0,0 17,4 52,1 86,8 173,6 0,0 18,2 54,3 90,0 178,2 0,0 18,7 56,1 93,1 185,4

0,5 - 0,250 0,0 12,1 36,3 60,6 121,1 0,0 12,7 37,9 62,8 124,3 0,0 13,1 39,2 65,0 129,3

0,25 - 0,125 0,0 3,8 11,3 18,8 37,7 0,0 3,9 11,8 19,5 38,7 0,0 4,1 12,2 20,2 40,2

0,125 - 0,0625 0,0 0,4 1,2 2,0 4,0 0,0 0,4 1,3 2,1 4,1 0,0 0,4 1,3 2,2 4,3

0,0625 - 0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

Areia fina (kg) 199 179 140 100 0 209 188 145 103 0 216 193 150 107 0

Areia grossa (kg) 536 482 375 268 0 561 505 391 278 0 580 520 405 288 0

Brita 1 (kg) 275 275 275 275 275 288 288 286 285 282 298 296 296 295 293

Brita 2 (kg) 786 786 786 786 786 823 823 819 815 807 851 847 847 843 839

Superplastificante (kg) 0 0 0 0 0 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5 3,5

Abaixamento (mm) 123 123 119 123 112 125 128 129 130 125 130 122 128 121 120


63

3.5. Ensaios de identificação dos agregados

As características dos agregados possuem uma relevância evidente nas propriedades mecânicas dos

betões onde são empregues. Assim, na caracterização de um betão, torna-se importante a identificação

e quantificação de características de forma, tamanho, resistência e porosidade dos seus constituintes

agregados.

3.5.1. Análise granulométrica

3.5.1.1. Objectivo do ensaio

A análise granulométrica, além da quantificação estatística das diferentes dimensões e correspondentes

fracções das partículas constituintes dos agregados, é fundamental na formulação e maximização da

compacidade de um betão.

3.5.1.2. Normas de ensaio

Foi seguida a metodologia de ensaio especificada na norma NP EN 933-1 (2000) “Ensaios das

propriedades geométricas dos agregados - Parte 1: Análise granulométrica. Método de peneiração”.

Associada a esta norma, encontra-se a NP EN 933-2 (1999), onde são especificadas as dimensões

nominais das aberturas, formato da tela de arame e chapas perfuradas dos peneiros de ensaio.

3.5.1.3. Aparelhos e utensílios

Foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:

� estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 ºC;

� peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN 933-2 (Figura 3.12);

� máquina de peneirar (Figura 3.13);

� balança de precisão de ±0,1% da massa a determinar.

3.5.1.4. Amostras

A quantificação da massa de amostra mínima para ensaio vem em função da máxima dimensão do

agregado, pelo que após secagem o provete deverá possuir massa superior ao indicado no Quadro

3.16.

Caso o valor de Dmáx não se encontre no Quadro 3.16, a massa mínima da amostra de ensaio pode ser

obtida através da interpolação de valores presentes no referido quadro.

Quadro 3.16 - Massa mínima dos provetes de ensaio (NP EN 933-1, 2000)

Dimensão máxima do agregado (mm) Massa mínima dos provetes (kg)

63 40

32 10

16 2,6

8 0,6

≤4 0,2



As amostras são secas em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até que a variação da sua massa seja inferior a

0,1% (medida em pesagens sucessivas intervaladas de pelo menos 1 hora), i.e., até possuírem massa

constante. A massa do provete para ensaio é registada como M1.

Figura 3.12 - Peneiros da série 933-2 Figura 3.13 - Máquina de peneirar

3.5.1.5. Procedimento de ensaio

O procedimento foi executado segundo os seguintes pontos:

� preparar a amostra para ensaio conforme descrito em 3.5.1.4;

� lavar o provete de ensaio sobre o peneiro 0,063 mm e, para protecção da malha frágil, utilizar

um peneiro de maior abertura sobre o primeiro;

� secar em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até se atingir massa constante e registar o seu valor

como M2;

� colocar directamente o provete de ensaio na coluna de peneiros, correctamente ordenados,

com fundo e tampa, e proceder à peneiração, manual ou mecânica;

� retirar cada peneiro individualmente e certificar-se, através de agitação manual com tampa e

fundo, que não existe perda de material;

� o processo de peneiração termina quando, a 1 minuto de peneiração, a massa do material

retido não sofre alterações superiores 1,0%;

� pesar o material retido no peneiro de maior dimensão nominal e registar a sua massa como R1;

� repetir os pontos atrás para os restantes peneiros e registar a massa das diferentes fracções

como R2, R3, …, Rn;

� pesar o material retido no fundo (resíduo) e apontar a sua massa como P.

3.5.1.6. Resultados

A percentagem retida em cada peneiro é determinada segundo a seguinte expressão:

Rx% = 100 × RxM!

(3.29)


65

onde,

� Ri% - percentagem de material retido no peneiro i (%);

� Ri - massa retida no peneiro i (g);

� M1 - massa total da amostra seca (g).

O ensaio é considerado inválido quando a soma das massas Ri e P difira mais do que 1% da massa M2.

A curva granulométrica de um dado agregado resulta da união dos pontos formados pela percentagem

de material passado acumulado (ordenadas) e pelas malhas da série de peneiros (abcissas).

A percentagem de finos (f) que passa no peneiro 0,063 mm é determinada através da seguinte

equação:

f = 100 × (M! − M&) + PM!

(3.30)

em que,

� f - percentagem de finos que passa pelo peneiro 0,063 mm (%);

� M1 - massa total da amostra seca (g);

� M2 - massa da amostra, após lavagem e secagem (g);

� P - massa de resíduo (g).

Como se verificou em 3.4.1.10, a determinação do módulo de finura dos agregados é fundamental na

formulação do betão. Coutinho (1988) define este parâmetro como a “soma das percentagens totais

que ficam retidas em cada peneiro da série normal”. Por série normal entende-se o conjunto de

peneiros com abertura de malha correspondente à progressão geométrica de razão 2, iniciada no

peneiro de abertura 0,125 mm e estendida até à máxima dimensão do agregado.

3.5.2. Massa volúmica e absorção de água


A medição dos agregados através da pesagem, conveniente por motivos de precisão, requer conversão

volumétrica através da massa volúmica. Uma vez que os constituintes do betão são maioritariamente

agregados, a massa volúmica destes reflecte-se na massa volúmica do betão.

Em condições ideais, os agregados deviam ser incorporados na mistura saturados com superfície seca,

conseguindo pela sua pré-saturação evitar ajustes da relação a/c devido à capacidade de absorção dos

mesmos. Contudo, sabendo que os agregados primários possuem uma reduzida absorção de água, não

se perspectivou uma correcção das relação a/c. Quanto à problemática da absorção de água dos AFRB,

tal foi abordado em 3.4.3.3.



3.5.2.2. Normas do ensaio

Foi seguida e adaptada a metodologia de ensaio descrita pela norma NP EN 1097-6 (2003) “Ensaios

das propriedades mecânicas e físicas dos agregados - Parte 6: Determinação da massa volúmica e da

absorção de água”.


Foram utilizados os seguintes equipamentos e utensílios:


� peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN 933-2, com as seguintes

aberturas: 0,063 / 4,0 / 31,5 (mm);

� máquina de peneirar;

� balança de precisão de ±0,1% da massa a determinar;

� termómetro graduado;

� cone troncocónico e pilão (Figura 3.15);

� picnómetro de volume adequado à dimensão da amostra (de acordo com a norma NP EN

1097-6).

3.5.2.4. Amostras

Partículas de agregado de dimensão entre 4,0 e 31,5 mm

A amostra é lavada com recurso aos peneiros de malhas de 4,0 e 31,5 mm, qualquer material não

retido no peneiro de 4,0 mm é excluído e a amostra é deixada a escorrer.

A massa do provete de agregado deve ser superior aos valores apresentados no Quadro 3.17, sendo

que qualquer valor não indicado pode ser interpolado com os valores apresentados. Regista-se a massa

do provete de ensaio como M0.


Dimensão máxima (mm) Massa mínima do provete (kg)

31,5 5

16,0 2

8,0 1


Deverá ser seleccionada uma amostra de massa igual ou superior a 1 kg. Procede-se à lavagem da

amostra sobre o peneiro 4,0 e 0,063 mm, de modo a remover partículas mais finas. De igual modo,

rejeita-se qualquer material retido no peneiro 4,0 mm, deixando escorrer a amostra. Regista-se a massa



67

Figura 3.14 - Pesagem de AFRB saturado com

superfície seca

Figura 3.15 - Avaliação do estado saturado com

superfície seca (com cone troncocónico e pilão)

3.5.2.5. Procedimentos de ensaio



� preparar o provete de ensaio, de acordo como descrito previamente em 3.5.1.4 acima;

� imergir o provete no picnómetro com água a 22 ± 3 ºC e eliminar o ar ocluído;

� manter o provete de ensaio à temperatura de 22 ± 3 ºC durante 24 ± 0,5 h;

� após o período de imersão, remover o ar ocluído através de agitação do picnómetro;

� fazer transbordar o picnómetro por adição de água e colocar a tampa sem deixar ar no interior;

� secar o picnómetro por fora e pesar a massa do conjunto como M2 (composto por picnómetro,

provete de ensaio e água);

� registar a temperatura da água;

� remover o agregado da água e deixar escorrer durante alguns instantes;

� encher o picnómetro e colocar novamente a tampa;

� remover a água do exterior e pesar a massa do conjunto como M3 (picnómetro e água);

� registar a temperatura da água (a diferença dos valores da temperatura da água dentro do

picnómetro durante as pesagens de M2 e M3 não deverá ser maior que 2 ºC);

� transferir o provete escorrido para cima de panos secos e proceder à secagem da sua

superfície;

� espalhar o agregado numa camada monogranular e deixá-lo ao ar, resguardado da luz solar

directa ou de qualquer outra fonte de calor, até desaparecerem as partículas visíveis de água

mas o agregado ainda apresentar aspecto húmido;

� pesar o provete saturado com superfície seca e registar o valor como M1;

� secar o agregado em estufa a 110 ± 5 ºC e quando atingir massa constante registar o valor M4.


O procedimento adoptado é comum ao anterior até ao registo da temperatura da água, após o qual se

continuou com os seguintes pontos:



� espalhar o provete saturado numa camada uniforme sobre a base de um tabuleiro;

� secar a amostra de ensaio através de uma corrente de ar morno, remexendo-a frequentemente

de modo a garantir uma secagem homogénea;

� recorrer ao cone troncocónico de metal e ao pilão, colocar o cone com a maior abertura

voltada para baixo, preencher livremente com parte da amostra, apiloar levemente a superfície

com 25 pancadas do pilão e remover o cone;

� avaliar a deformação do provete de acordo com o indicado na Figura 3.16 e, caso tenha

atingido o estado saturado com superfície seca, registar a sua massa como M1;

� secar o agregado em estufa a 110 ± 5 ºC e quando atingir massa constante registar o valor M4.

Registe-se que a Figura 3.16 representa o estado saturado com superfície seca para agregados finos

com uma deformação caracterizada por um vértice e patamares lineares (estado c). Este processo é

apropriado para agregados finos rolados, ao invés do que sucede no caso dos AFRB que, por serem

britados e angulosos, possuem uma deformada distinta quando saturados com superfície seca. Quando,

após o leve apiloamento e a remoção do cone, o provete ainda mantém a forma troncocónica,

continua-se o processo de secagem. O ensaio do cone é sucessivamente repetido até que se verifique

deformação da amostra e quando tal suceder, considera-se ter atingido o estado saturado com

superfície seca.

Figura 3.16 - Indicações da norma NP EN 1097-6 para a determinação do estado saturado com superfície seca em

agregados finos

3.5.2.6. Resultados

As massas volúmicas das partículas (ρa, ρrd e ρssd), em quilogramas por decímetro cúbico, resultam das

seguintes expressões:

ρl = M�(M� − (M& − M.))/ρy

(3.31)


69

ρr% = M�(M! − (M& − M.))/ρy

(3.32)

ρdd% = M!(M! − (M& − M.))/ρy

(3.33)

A absorção de água (em percentagem da massa seca) após imersão durante 24 h (WA24) foi

determinada pela seguinte equação:

WA&� = M! − M�M�

× 100 (3.34)

onde,

� ρa - massa volúmica do material impermeável das partículas (kg/dm3);

� ρrd - massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/dm3);

� ρssd - massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (kg/dm3);

� ρw - massa volúmica da água à temperatura registada na pesagem de M2 (kg/dm3);

� WA24 - absorção de água após imersão em água durante 24 h (%);

� M1 - massa do agregado saturado com superfície seca (g);

� M2 - massa do picnómetro, contendo o agregado saturado imerso em água (g);

� M3 - massa do picnómetro cheio de água (g);

� M4 - massa do provete de ensaio após secagem em estufa (g).

3.5.3. Evolução da absorção de água dos AFRB


Dada a possível interferência dos AFRB na quantidade disponível de água de amassadura, é forçosa

uma avaliação detalhada da evolução da absorção de água dos mesmos.


Não existindo uma norma europeia estabelecida para proceder a esta avaliação, tomou-se como base o

procedimento proposto por Leite (2001) referente aos agregados finos reciclados.




� balança de precisão de ±0,1 % da massa a determinar;

� peneiro de malha de 45 µm e peneiro de fundo (Figura 3.17)

� tanque de água (Figura 3.18);

� fita aderente;

� suporte para os peneiros (Figura 3.17)



3.5.3.4. Amostras

O material recolhido deverá ser seco em estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 ºC até atingir massa

constante. Em seguida, deverá ser seleccionada uma massa desse material seco compreendida entre 1,0

e 1,5 kg que constituirá a amostra para ensaio.



� preparar o provete de ensaio conforme especificado no ponto 3.5.3.4;

� colocar a amostra para ensaio dentro do peneiro de fundo, tapar com o peneiro de malha de 45

µm e isolar a superfície de encaixe com fita aderente para evitar a saída de material;

� colocar os peneiros no suporte para peneiros e submergir cuidadosamente o conjunto no

tanque de água; registar o instante como t00:00 e a primeira leitura de massa como m00:00 (Figura

3.17)

� registar novamente a massa do conjunto com intervalados de tempo definidos e suficientes

para descrever a curva da evolução da absorção de água; antes de cada leitura, agitar

tenuemente os peneiros para libertar o ar retido e aguardar que os valores de massa

estabilizem;

� registar a última leitura de massa, 24 h após a leitura inicial (t24:00), como m24:00.

Figura 3.17 - Submersão do conjunto (amostra,

peneiros e suporte)

Figura 3.18 - Ensaio da evolução da absorção de água

dos AFRB a decorrer

3.5.3.6. Resultados

A quantidade total de água absorvida às 24 h (At) resulta da diferença das massas no instante inicial e

no instante final:

A{ = m&�: − m : (3.35)


71

E a quantidade de água absorvida no instante i (Ai) é igual a:

Ao = mo − m : (3.36)

Daqui resulta a absorção de água no instante i (WAi), em percentagem relativa à absorção potencial

(WA24:00, determinado em 3.5.2):

WAo(%) = AoA{

× 100 (3.37)

3.5.4. Massa volúmica aparente


A baridade, ou massa volúmica aparente, refere-se à massa por unidade de volume aparente de um

dado agregado, isto é, tem em conta o volume de agregados e o volume de vazios entre os agregados.

Ainda que na presente campanha a quantificação dos constituintes seja feita através de pesagem, foi

determinada a massa volúmica aparente por se tratar de uma propriedade relevante na caracterização

dos agregados.


Foi seguida a metodologia de ensaio especificada pela norma NP EN 1097-3 (2000) “Ensaios das

propriedades mecâncias e físicas dos agregados - Parte 3: Método para a determinação da massa

volúmica e dos vazios”.




� balança de precisão de ±0,1 % da massa a determinar;

� varão metálico;

� contentor cilíndrico estanque em aço inoxidável, de volume variável em função da máxima

dimensão dos agregados a ensaiar (Quadro 3.18).

3.5.4.4. Amostras

São necessárias 3 amostras por agregado para a execução do ensaio, que deverão ser secas em estufa

ventilada a 110 ± 5 ºC até que atinjam massa constante. A redução da amostra, após a secagem, deve

permitir obter uma amostra de ensaio com uma massa compreendida entre 120 e 150% da massa

requerida para encher o recipiente de ensaio. O volume mínimo do recipiente de ensaio, função da

máxima dimensão do agregado, é identificável a partir do Quadro 3.18.

Caso o valor da máxima dimensão do agregado não se encontre no Quadro 3.18, a massa minimal do

provete de ensaio pode ser interpolada através dos valores de massa indicados.



Quadro 3.18 - Volume mínimo do recipiente de ensaio (NP EN 1097-3, 2000)

Dimensão máxima (mm) Volume mínimo do recipiente (l)

63 20

32 10

16 5

8 3

≤4 1



� preparar os provetes de ensaio conforme especificado no ponto 3.5.4.4;

� pesar o recipiente vazio e limpo e registar a sua massa como M1;

� encher cuidadosamente o recipiente, sem qualquer compactação, até transbordar;

� utilizar o varão de aço para remover o material excedente e nivelar a superfície sem

compacatar o agregado (Figura 3.19);

� registar a massa do conjunto (recipiente e agregado) como M2 (Figura 3.20);

� repetir o procedimento para os restantes provetes de ensaio.

Figura 3.19 - Remoção do material excedente Figura 3.20 - Pesagem do recipiente preenchido

com agregado

3.5.4.6. Resultados

A massa volúmica de cada provete é calculada com base na expressão seguinte:

ρx = M& − M!Vr

(3.38)

A massa volúmica aparente de cada agregado resulta da média dos três provetes:

ρ|}� = ρ! + ρ& + ρ.3 (3.39)

em que,


73

� ρMVA - massa volúmica aparente do agregado (kg/dm3);

� ρi - massa volúmica do provete de ensaio i (kg/dm3);

� M1 - massa do recipiente de ensaio (kg);

� M2 - massa do recipiente de ensaio com o provete de ensaio (kg);

� Vr - volume do recipiente de ensaio (dm3).

3.5.5. Desgaste de Los Angeles


Este ensaio destina-se a determinar a perda de massa de um dado agregado quando sujeito ao desgaste.

As correlações que este ensaio permite entre a capacidade resistente dos agregados e as características

mecânicas do betão constituem o propósito do ensaio de Los Angeles.



propriedades mecânicas e físicas dos agregados - Parte 7: Ensaio de desgaste pela máquina de Los

Angeles”.




� peneiros da série ASTM (Figura 3.21);


� balança de precisão de ± 1g;

� carga abrasiva constituída por esferas de aço (de 6 a 12 mm de diâmetro, dependendo da

composição granulométrica do provete de ensaio);

� máquina de Los Angeles (Figura 3.22).

Figura 3.21 - Máquina de peneirar e peneiros ASTM Figura 3.22 - Máquina de Los Angeles



3.5.5.4. Amostras

As amostras devem ser lavadas e secas em estufa ventilada a uma temperatura de 110 ± 5 ºC até

adquirirem massa constante. Cada amostra deverá ser posteriormente separada por peneiração nas

fracções especificadas pela série ASTM. A separação deve decorrer até serem atingidas as quantidades

descritas na norma vigente, por fracção da composição granulométrica que melhor se adaptar à do

agregado em causa.




� constituir a carga abrasiva correspondente ao provete a ensaiar de acordo com a norma LNEC

E-237 (1970);

� inserir cuidadosamente o provete de ensaio e a carga abrasiva na câmara da máquina de Los

Angeles, de modo a que a segunda esteja uniformemente distribuída pelo comprimento do

cilindro;

� após colocação da tampa na abertura, iniciar o funcionamento da máquina em que, à

velocidade de 30 a 33 r.p.m., o cilindro deverá efectuar determinado número de rotações em

função da classificação da composição granulométrica segundo a especificação LNEC E-237;

� remover o material da máquina e peneirar a amostra no peneiro de malha 1,68 mm (n.º 12), o

qual deverá ser protegido pela utilização em simultâneo de um peneiro de malha superior;

� lavar o material sobre o peneiro referido no ponto anterior;

� secar em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até massa constante;

� registar a massa do material como M2.

3.5.5.6. Resultados

A perda por desgaste na máquina de Los Angeles, em percentagem, é dada por:

ΔLA (%) = M! − M&M!

× 100 (3.40)

onde,

� M1 - massa do provete de ensaio (g);

� M2 - massa do material retido no peneiro de malha 1,68 mm (n.º 12);

3.5.6. Teor de humidade


É importante para os agregados reciclados a determinação do seu teor de água. Como se verificou em

3.4.3.3, a relevância do teor de humidade dos AFRB deve-se à sua elevada capacidade de absorção de

água, com influência na relação a/cefectiva da amassadura, contrariamente ao verificado no caso dos

agregados primários.


75



propriedades mecânicas e físicas dos agregados - Parte 5: Determinação do teor de humidade por

secagem em estufa ventilada”.



� estufa ventilada a temperatura de 110 ± 5 ºC;

� balança de precisão de ±0,1% da massa a determinar (Figura 3.14);

3.5.6.4. Amostras

De modo análogo aos restantes ensaios, no caso dos AFRB, a amostra é produzida a partir das

percentagens das fracções de finos da curva da mistura real (Quadro 3.14).

As amostras devem possuir uma massa mínima calculada a partir do valor da abertura da malha do

peneiro de maior abertura (D, em milímetros):

� se D ≥ 1,0 mm, a massa mínima deve ser 0,2 D;

� se D < 1,0 mm, a massa mínima deve ser 0,2 kg.




� pesar a amostra de ensaio e registar a sua massa como M1;

� secar em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até massa constante;

� pesar o provete e registar a sua massa como M2.

3.5.6.6. Resultados

O valor do teor de humidade (w) corresponde à massa de água do provete de ensaio expressa em

percentagem da massa do provete seco, ou seja:

w (%) = M! − M&M&

× 100 (3.41)

em que,

� w - teor de humidade do agregado, em percentagem da massa do agregado seco (%);

� M1 - massa do provete de ensaio (g);

� M2 - massa constante do provete de ensaio seco (g).



3.5.7. Índice de forma


O índice de forma reflecte a geometria dos agregados grossos, granulometrias entre 4 e 63 mm,

caracterizando-os como partículas cúbicas ou não-cúbicas. Como parâmetro, permite prever o efeito

dos agregados em características do betão como no desempenho mecânico, através da compacidade da

mistura, ou na trabalhabilidade, afectando a quantidade de água necessária para manter o abaixamento

do betão.



propriedades geométricas dos agregados - Parte 4: Determinação da forma das partículas - Índice de

forma”.



� estufa ventilada a temperatura de 110 ± 5 ºC;

� peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN 933-2 (Figura 3.12);


� balança de precisão de ±0,1% da massa a determinar (Figura 3.14);

� paquímetro (Figura 3.24).

3.5.7.4. Amostras

As amostras são secas em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até atingirem massa constante. Após secagem,

as amostras são divididas nas fracções granulométricas indicadas pela norma NP EN 933-2

compreendidas entre os peneiros de malha 4 e 63 mm (Figura 3.23). Qualquer material exterior a esse

intervalo é rejeitado.

A massa do provete de agregado deve ser superior aos valores apresentados no Quadro 3.19, sendo

que qualquer valor não indicado pode ser interpolado com os valores apresentados. Regista-se a massa



Dimensão máxima (mm) Massa mínima dos provetes (kg)

63 45

32 6

16 1

8 0,1




77


� registar a massa de cada fracção granulométrica como M1i e determinar a sua percentagem

(V1i) face à massa do provete de ensaio (M0);

� não considerar as fracções granulométricas (di/Di) que representem menos de 10% de M0;

� através do paquímetro, medir o comprimento (L) e a espessura (E) de cada partícula, e filtrar

as partículas não-cúbicas, i.e., partículas com uma relação dimensional L/E > 3 (Figura 3.24);

� registar a massa de partículas não-cúbicas de cada fracção granulométrica di/Di como M2i.

Figura 3.23 - Agregados separados segundo a NP EN

933-2

Figura 3.24 - Medição de partícula

3.5.7.6. Resultados

O índice de forma (SI) calcula-se através da seguinte expressão:

SI = ∑ M&x∑ M!x

× 100 (3.42)

onde,

� ∑ M1i - soma das massas das partículas de cada uma das fracções granulométricas ensaiadas

(g);

� ∑ M2i - soma das massas das partículas não-cúbicas de cada uma das fracções granulométricas

ensaiadas (g).

3.6. Ensaios ao betão no estado fresco

A caracterização do betão no estado fresco, ou seja, a determinação da sua consistência, densidade e

compacidade, constitui uma fundamental ferramenta de controlo da produção dos betões. Com o

intuito de avaliar os referidos parâmetros, a presente campanha incluiu os ensaios de abaixamento e

massa volúmica.



3.6.1. Ensaio de abaixamento (cone de Abrams)


A trabalhabilidade dos betões foi um dos parâmetros fixados durante a campanha experimental.

Caracterizada por um abaixamento alvo de 120 ± 10 mm, pretendia-se com a mesma consistência

sujeitar o betão a variações na relação a/c que reflectissem a presença dos agregados reciclados.

Relembre-se que os acertos das composições dos betões foram realizados com recurso ao referido

ensaio (3.4.2.2).


Foi seguida a metodologia de ensaio especificada pela norma NP EN 12350-2 (2002) “Ensaios o

betão fresco - Parte 2: Ensaio de abaixamento”.



� molde de metal de forma troncocónica com uma altura de 300 ± 2 mm, um diâmetro interno

na base de 200 ± 2 mm e de 100 ± 2 mm no topo; o material que o constitui deve ser resistente

à pasta de cimento e o seu interior deve ser perfeitamente liso, sem rebites ou mossas; deverá

dispor de duas pegas junto ao topo e de elementos de fixação ou abas junto à base (Figura

3.25);

� varão de compactação com extremidades arredondadas, com um diâmetro de 16 ± 1 mm e um

comprimento de 600 ± 5 mm;

� funil que permita ser acoplado ao topo do molde tronco-cónico (Figura 3.25);

� régua com uma precisão maior ou igual a 5 mm (Figura 3.25 e Figura 3.26);

� placa / superfície não absorvente, lisa, rígida e plana (Figura 3.25);

� colher de pedreiro;

� pano molhado;

� cronómetro.

3.6.1.4. Amostras

A amostra deverá ser composta por um número de tomas distribuídas através do volume de betão

fresco, devendo ser protegida de qualquer contaminação, ganho ou perda de água e variações abruptas

de temperatura, durante todo o processo de amostragem, transporte e manuseamento.



� molhar e deixar escorrer o molde troncocónico e a placa / superfície;

� preencher o molde com a amostra recolhida de acordo com o ponto 3.6.1.4, em que o

enchimento deverá ser realizado em três camadas, cada uma com espessura igual a

sensivelmente um terço da altura do molde; compactar cada camada com 25 pancadas do

In

varão de compactação, in

centro do cone, sobre a

compensar a redução da

processo, deve manter-se f

com elementos de fixação

� após compactação da cam

rolamento com o varão de

� eliminar o excesso de betã

� remover cuidadosamente o

deverá ser executada entre

transmissão de qualquer m

� a operação, desde o enchim

s e deve ser executada sem

� após remoção do molde,

Figura 3.25 - Equipamento para o ensa

3.6.1.6. Resultados

O abaixamento do cone de Abram

mais alto do provete que sofreu

abaixamento verdadeiro, com o be

3.27 (a). Caso o abaixamento seja

se outra amostra e repetir o ensaio.

Figura 3.27 - Formas de abaix


iniciando-as perifericamente e ir sucessivamente

bre a secção transversal de cada camada mas apenas

ão da altura na última camada devida à compactaç

se fixo o molde contra a placa / superfície com os p

xação);

da camada de topo, rasa-se a superfície de betão

rão de compactação ou colher de pedreiro;

e betão da placa / superfície;

ente o molde, levantando-o na vertical; toda a operaçã

entre 5 a 10 segundos, através de um deslocamento

quer movimento lateral ou torsional;

enchimento até à remoção do molde, possui uma dura

da sem qualquer interrupção;

regista-se o abaixamento (h) (Figura 3.26).

o ensaio de abaixamento Figura 3.26 - Medição do abai

Abrams (h) resulta da diferença entre a altura do cone,

ofreu abaixamento. O ensaio é considerado válido qu

m o betão substancialmente intacto e simétrico, como

to seja deformado, como exemplificado na Figura 3.27

ensaio.

abaixamento, (a) ensaio válido e (b) ensaio inválido (NP EN 1


79

ente aproximando-as do

apenas na sua espessura;

pactação; durante todo o

os pés sobre as abas (ou

tão com movimentos de

peração de desmoldagem

mento único e firme, sem

a duração máxima de 150

o abaixamento do betão

cone, 300 mm, e o ponto

ido quando se obtém um

como indicado na Figura

27 (b), deve recolher-

EN 12350-2, 2002)



3.6.2. Massa volúmica


A quantificação da massa volúmica do betão no estado fresco permitiu realizar um controlo de

produção in loco sobre os BAFRB. É expectável que esta característica sofra uma diminuição com a

incorporação de AFRB, de densidade mais reduzida.


Foi seguida a metodologia de ensaio especificada pela norma NP EN 12350-6 (2002) “Ensaios do

betão fresco - Parte 6: Massa volúmica”.



� recipiente estanque, de volume não inferior a 5 l (no corrente estudo, foi utilizado um

recipiente de 10 l), rígido e resistente à pasta de cimento, com a face interna lisa e com bordo

superior com acabamento plano;

� dispositivo de compactação do betão (na presente campanha, utilizou-se uma agulha

vibratória);

� balança de precisão superior ou igual a ±0,1% da massa a determinar;

� rasoira de aço;

� colher de pedreiro;

� pano húmido.

3.6.2.4. Amostras

A amostra deverá ser composta por um número de tomas distribuídas através do volume de betão

fresco, devendo ser protegida de qualquer contaminação, ganho ou perda de água e variações abruptas

de temperatura, durante todo o processo de amostragem, transporte e manuseamento.



� pesar o recipiente vazio e registar a sua massa como M1;

� encher o recipiente com a amostra recolhida, conforme indicado no ponto 3.6.2.4, num

procedimento faseado por 2 camadas e respectiva compactação; o período de compactação

deverá ser o adequado e controlado, sem que se verifiquem quaisquer indícios de segregação

ou exsudação; caso a vibração seja executada por agulha vibratória, o tempo de vibração deve

ser o necessário para atingir a compactação do betão, sem vibrações excessivas, de modo a

não causar perda do ar introduzido no betão; deve garantir-se que a agulha mantém a posição

vertical e que não entra em contacto com o fundo ou paredes do recipiente (Figura 3.28);

� após o enchimento total do recipiente, nivelar a superfície com recurso à colher de pedreiro e

rasoira;


81

� remover os vestígios de betão do exterior do recipiente, com auxílio a um pano húmido

(Figura 3.29);

� pesar o recipiente com o betão fresco e registar a sua massa como M2 (Figura 3.30).

Figura 3.28 - Vibração do betão por

agulha vibratória

Figura 3.29 - Remoção dos vestígios de

betão

Figura 3.30 - Pesagem do conjunto

betão e recipiente

3.6.2.6. Resultados

A massa volúmica do betão no estado fresco resulta da seguinte expressão:

D = M& − M!Vr

(3.43)

onde,

� D - massa volúmica do betão no estão fresco (kg/m3);

� M1 - massa do recipiente (kg);

� M2 - massa do recipiente com o provete de betão fresco (kg);

� Vr - volume do recipiente (m3).

3.7. Ensaios ao betão no estado endurecido

O desempenho de betões em condições de serviço caracteriza-se através de ensaios no estado

endurecido às suas propriedades mecânicas e de durabilidade. Ainda que as questões de durabilidade

não devam ser descuradas, a presente campanha dedica-se unicamente ao estudo das propriedades

mecânicas dos betões.



O objectivo deste ensaio é a determinação da capacidade resistente dos diferentes betões quando

comprimidos com tensão uniforme. Para tal, submetem-se os provetes até à rotura e regista-se a carga

última a que resistem. É possível uma análise mais descritiva do comportamento de cada tipo de betão



recorrendo a equipamento de medição de deformação, possibilitando a geração de gráficos tensão /

deformação.


Foi seguida a metodologia de ensaio especificada pela norma NP EN 12390-3 (2003) “Ensaios ao

betão endurecido - Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio”.

Os aspectos concernentes à geometria e dimensões dos provetes de ensaio encontram-se descritos na

NP EN 12390-1 (2003) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 1: Forma, dimensões e outros

requisitos para o ensaio de provetes e para os moldes”.

Em relação à execução e cura dos provetes de ensaio, foram seguidos os métodos descritos na NP EN

12390-2 (2003) Ensaios ao betão endurecido - Parte 2: Execução e cura dos provetes de ensaio de

resistência mecânica”.



� prensa hidráulica de 4 colunas, com velocidade de carregamento controlável, de acordo com a

norma NP EN 12390-4;

� defectómetro / transdutor (modelo 5521 APEK);

� data logger, acoplado à prensa hidráulica e deflectómetro (interpreta e transmite para um PC

os sinais eléctricos emitidos pelos equipamentos);

� pano para limpeza dos provetes;

� rede de protecção, para os provetes com roturas frágeis;

� balança de precisão de ±0,1% da massa a determinar (Figura 3.31).

Figura 3.31 - Pesagem de provete Figura 3.32 - Equipamentos utilizados

3.7.1.4. Provetes de ensaio

O ensaio é realizado sobre provetes cúbicos de 150 mm de aresta com diferentes períodos de cura (7,

28 e 56 dias). No planeamento da campanha experimental, estipulou-se que, para cada tipo de

adjuvante e para cada nível de incorporação de agregados reciclados, seriam ensaiados 3 provetes aos


83

7 dias, 5 provetes aos 28 dias e 3 provetes aos 56 dias (Quadro 3.1), o que perfaz um total de 165

provetes cúbicos.



� terminado o período de cura, retirar o provete do ambiente de cura;

� remover o excesso de humidade e/ou sujidade do provete;

� determinar M, a massa do provete, através de pesagem (Figura 3.31) (este elemento opera

como um útil mecanismo de identificação de vazios, possível justificação de resultados

anómalos);

� se o provete possuir idade igual a 28 dias, proceder de acordo com o ponto 3.7.2;

� posicionar e fixar o deflectómetro sob o prato inferior da prensa com a agulha em posição que

permita a leitura da deformação do provete;

� limpar as superfícies da máquina de ensaio;

� colocar o provete numa posição centrada relativamente à plataforma inferior da prensa, de

forma a evitar qualquer tipo de excentricidade, evitando colocar o plano da face de

acabamento do provete coincidente com os pratos da máquina;

� aplicar carga a velocidade constante entre 0,2 e 1 MPa/s, de forma contínua e sem choques (na

presente campanha, foi adoptada uma velocidade de carga de 11,3 kN/s, isto é,

aproximadamente 0,5 MPa/s), até serem obtidos dados suficientes do estado pós-cedência para

caracterizar a deformada do provete;

� registar a carga máxima como F, assim como os valores de tensão e deslocamento ao longo do

período de ensaio.

Figura 3.33 - Provete sujeito ao ensaio de compressão Figura 3.34 - Posicionamento do deflectómetro /

transdutor


84

3.7.1.6. Resultados

Após o ensaio de cada provete, de

se esta é satisfatória (Figura 3.35

NP EN 12390-3.

A resistência à compressão de cad

em que,

� fc - resistência à compressã

� F - carga máxima (N);

� Ac - área da secção transve

A relação tensão (σc) / deformação

onde,

� ∆L - extensão medida pelo

� L - valor de aresta do prov

Figura 3.35 - Rotur

Figura 3.36 - Roturas

Pedro Sou

ete, deve avaliar-se a configuração de rotura do mesmo

35) ou não satisfatória (Figura 2.36), conforme est

de cada provete resulta da expressão:

f� = FA�

pressão do provete (MPa ou N/mm2);

transversal do provete na qual a força foi aplicada (mm

mação do betão (ɛc) vem dada por:

σ�ɛ�

=/ F

A�1/∆L

L 1

da pelo deflectómetro (mm);

o provete (mm).

Roturas satisfatórias de provetes cúbicos (NP EN 12390-3, 200

oturas não satisfatórias de provetes cúbicos (NP EN 12390-3, 2


esmo, de modo a avaliar

me estipulado pela norma

(3.44)

(mm2).

(3.45)

3, 2001)

3, 2001)


85

3.7.2. Determinação da velocidade de propagação de ultra-sons


A determinação da velocidade de ultra-sons, através de um método não-destrutivo, permite obter,

indirectamente, informação sobre características mecânicas, homogeneidade e vazios dos diferentes

provetes. A comparação das velocidades de propagação entre os diferentes espécimes deverá reflectir

a aplicação de superplastificantes e ainda a presença de AFRB nos betões.


Foi seguida a metodologia de ensaio especificada pela norma NP EN 12504-4 (2004) “Ensaios do

betão nas estruturas - Parte 4: Determinação da velocidade de propagação de ultra-sons”.

Os aspectos concernentes à geometria e dimensões dos provetes de ensaio encontram-se descritos na

NP EN 12390-1 (2003) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 1: Forma, dimensões e outros

requisitos para o ensaio de provetes e para os moldes”.

Em relação à execução e cura dos provetes de ensaio, foram seguidos os métodos descritos na NP EN

12390-2 (2003) Ensaios ao betão endurecido - Parte 2: Execução e cura dos provetes de ensaio de




� aparelho de medida da velocidade de propagação dos ultra-sons, equipado com transdutor

emissor e transdutor receptor;

� cilindro de calibração;

� material de contacto que permita homogeneização da superfície do provete.


Os provetes são preparados conforme especificado nos pontos 3.7.1.4 e 3.7.1.5.



� ligar e calibrar o equipamento de medição dos ultrasons com recurso ao cilindro de calibração

(elemento cuja velocidade de propagação é, por definição, de 25 µs);

� definir as faces para medição (todas as superfícies opostas, excluindo a face de acabamento e

respectiva face oposta) e aplicar um material de contacto que permita a homogeneização das

superfície do provete (preencher vazios superficiais, evitar zonas rugosas);

� colocar os transdutores alinhados, em faces opostas e sobre o material de contacto,

preferencialmente em posição central na superfície do provete (transmissão directa, como

exemplificado na Figura 3.37);

� registar o tempo de propagação ti;



� repetir o processo para o restante par de superfícies opostas do provete.

Figura 3.37 - Medição da velocidade de propagação de ultra-sons em provete

3.7.2.6. Resultados

A velocidade de propagação de ultra-sons resulta da expressão:

vx = sxtx

× 10K (3.46)

onde,

� vi - velocidade de propagação de ultra-sons (m/s);

� si - distância percorrida pela onda entre o emissor e o receptor (m);

� ti - intervalo de tempo que a onda demora do transdutor emissor ao receptor (µs).



A resistência do betão à tracção, relevante no âmbito dos estados limite de serviço, pode ser

determinada por ensaios de tracção pura, de flexão simples ou de compressão diametral. A difícil

execução do primeiro e a necessidade de provetes cilíndricos para o ensaio do módulo de elasticidade

(não destrutivo) levaram à adopção do ensaio de compressão diametral.

O ensaio consiste em sujeitar o provete cilíndrico a uma força de compressão aplicada numa estreita

zona ao longo da sua maior dimensão que, ao gerar tensões ortogonais ao plano de carga, provoca a

rotura do provete por tracção.


Foi seguida a metodologia de ensaio especificada pela norma NP EN 12390-6 (2003) “Ensaios ao

betão endurecido - Parte 6: Resistência à tracção por compressão dos provetes”.

In

Os aspectos respeitantes à geome

NP EN 12390-1 (2003) “Ensai

requisitos para o ensaio de provet

Em relação à execução e cura dos

12390-2 (2003) Ensaios ao betão



Foram utilizados os seguintes apar

� prensa hidráulica de 4 col

norma NP EN 12390-4;

� posicionador / estrutura de

� peça de carga em aço;

� faixas de cartão prensado,

� pano para limpeza dos pro

Figura 3.38 - Ex


O ensaio foi realizado sobre prove

mm de altura com igual idade para

Uma vez estabelecido que seriam

considera 15 amassaduras distinta

entre os 3 provetes por amassad

elasticidade, ensaio não destrutivo


O procedimento foi executado seg

� terminado o período de cu

� remover o excesso de hum


geometria e dimensões dos provetes de ensaio encont

nsaios ao betão endurecido - Parte 1: Forma, d

ovetes e para os moldes”.

ra dos provetes de ensaio, foram seguidos os métodos

etão endurecido - Parte 2: Execução e cura dos pr

s aparelhos e utensílios:

4 colunas, com velocidade de carregamento controláv

tura de suporte dos provetes em aço (opcional) (Figura

sado, conforme a NP EN 316;

os provetes.

Exemplo ilustrativo de um posicionador (NP EN 12390-6)

provetes cilíndricos de geometria definida por 150 mm

e para todos os betões, definida como 28 dias.

eriam ensaiados 3 provetes por betão e tendo em conta

istintas, tal resulta num total de 45 provetes de ensaio

massadura, 2 foram previamente submetidos ao ens

rutivo e igualmente realizado aos 28 dias de idade.

saio

do segundo os seguintes pontos:

de cura, retirar o provete do ambiente de cura;

e humidade e/ou sujidade do provete;


87

ncontram-se descritos na

a, dimensões e outros

todos descritos na NP EN

s provetes de ensaio de

trolável, conforme com a

igura 3.38);

6)

50 mm de diâmetro e 300

conta que esta campanha

ensaio. Refira-se que, de

o ensaio do módulo de



� determinar M, a massa do provete, através de pesagem (opera como um útil mecanismo de

identificação de vazios, possível justificação de resultados anómalos);

� proceder com 2 dos provetes o indicado em 3.7.4;


� acoplar o provete ao posicionador e centrá-lo cuidadosamente em relação aos pratos para

evitar qualquer tipo de excentricidade;

� posicionar as faixas de cartão prensado e a peça de carga ao longo do topo e da base do plano

de carregamento do provete (Figura 3.39 e Figura 3.40);

� aplicar carga a velocidade constante entre 0,04 a 0,06 MPa/s, de forma contínua e sem

choques (na presente campanha, foi adoptada uma velocidade de carga de 2,0 kN/s, isto é,

aproximadamente 0,057 MPa/s), até atingir a rotura;

� registar a carga máxima atingida como F.

3.7.3.6. Resultados

A resistência de um provete cilíndrico à tracção resulta da expressão:

f�� = 2 × Fπ × L × d (3.47)

em que,

� fct - resistência à tracção por compressão diametral (MPa ou N/mm2);

� F - carga máxima (N);

� L - comprimento da linha de contacto do provete (mm);

� d - dimensão da secção transversal (mm).

A resistência de um betão à tracção é determinada através da média aritmética entre os valores dos

seus provetes.

Figura 3.39 - Posicionamento do provete Figura 3.40 - Posicionamento do provete


89



O módulo de elasticidade de um betão permite caracterizar a sua rigidez, ou deformabilidade, através

da análise da relação tensão / extensão (σ / ε) em regime de deformações elásticas. Deste modo, as

respostas das estruturas às solicitações impostas são forçosamente influenciadas por este parâmetro,

tanto ao nível das deformações como na distribuição dos esforços.

Comprova-se, no entanto, que a relação σ / ε de um betão não é linear, pelo que não existirá um valor

único para o módulo de elasticidade num elemento sujeito a variação de cargas. Deste modo, é usual

definir-se a recta que estabelece módulo de elasticidade como a tangente na origem da curva σ/ε, ou

ainda, como a secante entre dois pontos de tensão conhecida da mesma curva. Na campanha

experimental, determinou-se o módulo de elasticidade secante do betão, após uma sucessão de ciclos

de carga e descarga, para um nível de tensão igual a 1/3 da resistência média à compressão (fcm).


Foi seguida a metodologia de ensaio indicada pela especificação LNEC E-397 (1993) “Betões:

Determinação do módulo de elasticidade em compressão”.



� prensa hidráulica (Figura 3.41 e Figura 3.42);

� extensómetros eléctricos adesivos (Figura 3.43) (tipo PFL-30-11);

� data logger, acoplado à prensa hidráulica e extensómetros (Figura 3.41) (interpreta e transmite

para um PC os sinais eléctricos emitidos pelos equipamentos);

� pano para limpeza dos provetes.

Figura 3.41 - Estação de ensaio (data

logger, PC, prensa e provete)

Figura 3.42 - Prensa hidráulica,

provete e deflectómetros

Figura 3.43 - Pormenor de

provete com extensómetro




São sujeitos a ensaio 2 provetes cilíndricos por betão, o que prefaz um total de 30 provetes ensaiados.

Refira-se que os provetes para ensaio foram preparados de maneira análoga ao referido no ponto

3.7.3.4.



� terminado o período de cura, retirar o provete do ambiente de cura;

� rectificar as bases do provete cilíndrico até que as superfícies se tornem lisas e paralelas; após

rectificação, deixar o provete secar;

� remover o excesso de humidade e/ou sujidade do provete cilíndrico;

� fixar, através de colagem, 2 extensómetros em posições diametralmente opostas do provete;


� posicionar o provete, de modo a que a aplicação da carga seja a mais centrada possível, com

recurso a uma rótula metálica que permite unicamente a passagem de esforço axial; de modo a

verificar o correcto posicionamento do provete e, subsequentemente, a validade do ensaio, a

variação de extensão nos dois extensómetros (|εext1 - εext2|), após um ciclo de carga, não deve

diferir mais do que 10%;

� aplicar uma tensão inicial de 0,5 a 1 MPa (σi) e aumentá-la de forma contínua, a uma

velocidade de 0,5 ± 0,1 MPa/s, até 1/3 da tensão média de resistência à compressão (σf = fc /

3);

� registar as extensões e tensões iniciais e finais;

� após cada ciclo, apurar se a diferença entre a média das variações de extensão de ciclos

consecutivos (|εi - εi+1|) é inferior a 10-5; se não se verificar a condição, ajustar a posição do

provete e repetir o ensaio;

� efectuar os ciclos necessários até que o ponto anterior seja verificado (|εi - εi+1| < 10-5).

3.7.4.6. Resultados

São admissíveis apenas os ciclos que respeitem a condição seguinte:

|εx − εx�!| = �Sεn7�! + εn7�&2 W

x− Sεn7�! + εn7�&

2 Wx�!

� ≤ 10M (3.48)

O módulo de elasticidade em compressão (Ec) resulta da seguinte expressão:

E� = ∆σ∆ε = σv,5 − σx,5

εv,5 − εx,5× 10. (3.49)

onde,

� EC - módulo de elasticidade em compressão (GPa);

� σi,n - tensão inicial aplicada no ciclo n (MPa);

� σf,n - tensão máxima aplicada no ciclo n (MPa);


91

� εi,n - extensão para a tensão σi,n registado no ciclo n;

� εf,n - extensão para a tensão σf,n registada no ciclo n.

3.7.5. Resistência à abrasão


A avaliação da resistência ao desgaste por abrasão é extremamente importante em elementos

estruturais de betão à vista, canais hidráulicos, superfícies de revestimento, em suma, em elementos de

betão onde a capacidade de suportar acções que suscitem a saída não propositada de material sólido

duma dada superfície seja importante.


Foi seguida a metodologia de ensaio especificada pela norma alemã DIN 52108 (2007) “Testing of

inorganic non-metallic materials: Wear test with grinding wheel according to Böhme”.



� máquina de abrasão de Böhme (Figura 3.44);

� pó abrasivo (Figura 3.45);


� balança de precisão de ±0,1 g;

� paquímetro (Figura 3.46);

� escova para limpeza da maquina de abrasão e provetes;

� pano para limpeza dos provetes.

Figura 3.44 - Máquina de Böhme Figura 3.45 - Pó abrasivo




São ensaiados provetes com geometria paralelepipédica, de bases quadradas paralelas com 71 ± 1,5

mm de aresta e com uma área de teste de 50 ± 2 cm2, com altura, não uniformizada, de cerca de 50

mm.

Os provetes foram produzidos por corte de cubos de 100 mm de aresta, após os 91 dias de idade

estipulados pela norma. Uma vez terminado o processo de corte, os provetes são sujeitos a secagem

em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até atingirem massa constante.

Estabelecido que seriam ensaiados 2 provetes por amasadura e considerando que a campanha possui

15 amassaduras distintas, contabiliza-se um total de 30 provetes de ensaio.



� uma vez atingida massa constante, retirar o provete da estufa ventilada;

� remover quaisquer sujidades do provete, com especial ênfase na face de teste;

� medir a altura inicial do provete em 9 pontos marcados previamente na face oposta à de teste

(Figura 3.46), conforme indicado na Figura 3.48;

� limpar todas as superfícies da máquina de abrasão;

� distribuir uniformemente 20,0 g de pó abrasivo ao longo do trilho de abrasão (Figura 3.47);

� posicionar o provete no mecanismo de fixação e carregar a face de topo com um carregamento

vertical, centralizado, de uma pressão de contacto de 30 ± 0,3 kPa, para assegurar o atrito

suficiente entre o provete e o conjunto abrasivo (disco e pó);

� iniciar a rotação do disco de Böhme a uma velocidade de 30 ± 1 rpm até completar 22 voltas;

este processo denomina-se por ciclo de teste; o ensaio de resistência à abrasão inclui 16 ciclos

de teste por provete;

� após cada ciclo de teste, limpar a superfície de teste do provete e o disco de Böhme, rodar o

provete 90º em torno do seu eixo vertical, sempre no mesmo sentido, e distribuir novamente

20 g de pó abrasivo no trilho de abrasão; uma vez terminados os 16 ciclos, o provete realiza 4

voltas e consome 320 g de pó abrasivo;

� concluídos os 16 ciclos de teste, limpar o provete e redeterminar a altura dos 9 pontos medidos

anteriormente (Figura 3.46).


93

Figura 3.46 - Medição da altura do provete Figura 3.47 - Ensaio de desgaste

3.7.5.6. Resultados

A redução da altura do provete por abrasão resulta da diferença entre a média das n alturas iniciais (li,j)

e a média das n alturas finais (lf,j), através da seguinte expressão:

∆L = ∑ (Lx,� − Lv,�)5��!n (3.50)

em que,

� ∆L - perda média de espessura (mm);

� Li,j - espessura inicial do provete, medida no ponto j (mm);

� Lf,j - espessura final do provete, medida no ponto j (mm);

� n - número de pontos marcados no provete.

Figura 3.48 - Distribuição dos pontos de medição (adaptado de EVANGELISTA, 2007)


95

4. Resultados da campanha experimental

4.1. Introdução

Este capítulo contém os resultados obtidos nos ensaios realizados durante a campanha experimental e

descritos no capítulo anterior. Quando aplicável, é realizada uma análise comparativa dos resultados

com o propósito de correlacionar as características dos betões e dos agregados com as restantes

variáveis como o tipo de adjuvante utilizado, para o betão sem adjuvante (SA), o com

superplastificante 1 (SP 1) ou o com superplastificante 2 (SP 2), ou a percentagem de incorporação de

AFRB.

4.2. Ensaios de identificação dos agregados

O presente subcapítulo apresenta os ensaios realizados sobre os agregados utilizados, naturais e

reciclados, assim como uma análise crítica dos resultados e respectiva comparação com as demais

investigações.

4.2.1. Análise granulométrica

De acordo com o referido em 3.5.1 e conforme indicado na norma NP EN 933-1 (2000), são

apresentados os resultados das análises granulométricas. Os dados recolhidos permitem a

caracterização dos agregados através das suas curvas granulométricas, máxima dimensão do agregado,

módulo de finura e percentagem de finos (f). Os resultados foram apresentados individualmente por

agregado - areia fina, areia grossa, AFRB, brita 1 e brita 2.

A relevância deste ensaio na campanha experimental é patente no subcapítulo 3.4.1, aquando da

determinação da composição do BR0 e ainda em 3.4.3.2, na formulação dos betões com AFRB.

Ao doar os agregados naturais, a empresa UNIBETÃO, facultou as curvas granulométricas fornecidas

pelos fabricantes e também empregues na formulação do BO (ANEXO E). Apesar de ser utilizada a

série de peneiros sugerida pela ASTM, é possível comparar esses dados com os obtidos em

laboratório.

No ANEXO E encontram-se igualmente os cálculos parciais para a obtenção das curvas

granulométricas. Aí, entenda-se M1 como a massa da amostra recolhida após secagem até massa

constante e M2 como a mesma massa após lavagem e igual processo de secagem. Dada a relevância do

ensaio, foram ensaiadas 3 amostras por agregado, sendo que os resultados finais resultam da média

dos resultados parciais.

4.2.1.1. Areia fina

A análise granulométrica da areia fina, a percentagem de finos (f) e o seu módulo de finura (M.F.) são

apresentados no Quadro 4.1.

Resultados da campanha experimental


Quadro 4.1 - Análise granulométrica da areia fina

AREIA FINA

Peneiro (mm) Valor retido

médio % Valor médio retido

acumulado (%)

Valor médio passado

acumulado (%)

5,6 0,0 0,0 100,0 4,0 0,0 0,0 100,0 2,0 0,0 0,0 100,0 1,0 0,7 0,7 99,3

0,500 19,3 20,0 80,0 0,250 58,8 78,8 21,2 0,125 20,6 99,3 0,7 0,063 0,6 100,0 0,0

Refugo 0,0 100,0 -

f 0,38

D (mm) 1,0

M.F. 1,98

A Figura 4.1 representa a curva granulométrica da areia fina, cujo eixo das abcissas representa a raiz

quinta da dimensão das partículas e o eixo das ordenadas a percentagem de material que passa em

cada um dos peneiros.

Figura 4.1 - Curva granulométrica da areia fina

4.2.1.2. Areia grossa

A análise granulométrica da areia grossa, a percentagem de finos (f) e o seu módulo de finura (M.F.)

são apresentados no Quadro 4.2.

31,522,416,011,28,05,64,02,01,00,5000,2500,1250,0630,0065

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Mat

eria

l pas

san

te (

%)



97

Quadro 4.2 - Análise granulométrica da areia grossa

AREIA GROSSA



acumulado (%)


acumulado (%)

5,6 0,0 0,0 100,0 4,0 0,0 0,0 100,0 2,0 17,2 17,3 82,7 1,0 37,1 54,6 45,4

0,500 35,3 90,1 9,9 0,250 7,2 97,4 2,6 0,125 1,4 98,8 1,2 0,063 0,3 99,1 0,9

Refugo 0,0 99,1 -

f 0,88

D (mm) 4,0

M.F. 3,58

De modo análogo ao verificado em 4.2.1.1 para a Figura 4.1, a Figura 4.2 representa a curva

granulométrica da areia grossa.

Figura 4.2 - Curva granulométrica da areia grossa

4.2.1.3. Agregados finos reciclados de betão incorporados

A análise granulométrica dos AFRB incorporados na mistura e o seu módulo de finura (M.F.) são

apresentados no Quadro 4.3. Uma vez que os AFRB a incorporar são previamente dimensionados

através da dosagem por fracção, a distribuição granulométrica foi obtida através dos dados da curva

real e não através do ensaio de análise granulométrica.

31,522,416,011,28,05,64,02,01,00,5000,2500,1250,0630,0065

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Mat

eria

l pas

san

te (

%)




Quadro 4.3 - Análise granulométrica dos AFRB incorporados

AREIA GROSSA



acumulado (%)


acumulado (%)

5,6 0,0 0,0 100,0 4,0 0,0 0,0 100,0 2,0 14,1 14,1 85,9 1,0 27,7 41,8 58,2

0,500 31,0 72,8 27,2 0,250 20,3 93,1 6,9 0,125 6,2 99,3 0,7 0,063 0,7 100,0 0,0

Refugo 0,0 100,0 -

D (mm) 4,0

M.F. 3,13


granulométrica da areia grossa.

Figura 4.3 - Curva granulométrica dos AFRB incorporados

4.2.1.4. Brita 1

A análise granulométrica da areia grossa, a percentagem de finos (f) e o seu módulo de finura (M.F.)

são apresentados no Quadro 4.4

31,522,416,011,28,05,64,02,01,00,5000,2500,1250,0630,0065

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Mat

eria

l pas

san

te (

%)



99

Quadro 4.4 - Análise granulométrica da brita 1

BRITA 1



acumulado (%)


acumulado (%)

16,0 0,0 0,0 100,0 11,2 10,0 10,0 90,0 8,0 40,3 50,3 49,7 5,6 37,2 87,5 12,5 4,0 7,7 95,2 4,8 2,0 3,2 98,5 1,5 1,0 0,4 98,9 1,1

0,500 0,2 99,1 0,9 0,250 0,0 99,1 0,8 0,125 0,0 99,1 0,8 0,063 0,0 99,1 0,8

Refugo 0,0 99,1 -

f 0,86

D (mm) 11,2

M.F. 6,40


granulométrica da brita 1.

Figura 4.4 - Curva granulométrica da brita 1

4.2.1.5. Brita 2

A análise granulométrica da brita 2, a percentagem de finos (f) e o seu módulo de finura (M.F.) são

apresentados no Quadro 4.5.

31,522,416,011,28,05,64,02,01,00,5000,2500,1250,0630,0065

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Mat

eria

l pas

san

te (

%)




Quadro 4.5 - Análise granulométrica da brita 2

BRITA 2



acumulado (%)


acumulado (%)

31,5 0,0 0,0 100,0 22,4 11,8 11,8 88,2 16,0 47,4 59,2 40,8 11,2 37,4 96,5 3,5 8,0 2,6 99,2 0,8 5,6 0,3 99,5 0,5 4,0 0,1 99,6 0,4 2,0 0,1 99,7 0,3 1,0 0,1 99,8 0,2

0,500 0,0 99,8 0,2 0,250 0,0 99,8 0,2 0,125 0,0 99,8 0,2 0,063 0,0 99,8 0,2

Refugo 0,2 100,0 -

f 0,86

D (mm) 0,23

M.F. 7,57


granulométrica da brita 2.

Figura 4.5 - Curva granulométrica da brita 2

4.2.2. Massa volúmica e absorção de água

De acordo com o subcapítulo 3.5.2, a determinação da massa volúmica e absorção de água adopta a

metodologia descrita na norma NP EN 1097-6 (2003), que especifica procedimentos distintos para

agregados finos (0,063 a 4 mm) e grossos (4 a 63 mm).

31,522,416,011,28,05,64,02,01,00,5000,2500,1250,0630,0065

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Mat

eria

l pas

san

te (

%)


In

O Quadro 4.6 expõe os resultados

das partículas secas em estufa (ρ

e a absorção de água registada

justificativos dos valores apresenta

Quadro 4.6

Agregados AFRB

ρa (kg/m3) 2569

ρrd (kg/m3) 2007

ρssd (kg/m3) 2226

WA24 (%) 10,89

Ao confrontar os resultados obtid

agregados naturais (Quadro 4.6)

fornecidas para os agregados do B

senão para a areia fina, cujo valor

Obtiveram-se valores relativament

acordo com Coutinho (1988), com

requeridos ensaios adicionais.

Em relação à absorção de água d

verificado para os AFP, e tal dev

Embora seja um valor relativam

investigações (Figura 4.6), que com

Figura 4.6 -

A correlação entre a massa volúm

estabelecida na Figura 2.12, é sig

obtidos na presente investigação

Figura 4.7 indica que os AFRB ut

de absorção de água semelhantes

0,0%

2,0%

4,0%

6,0%

8,0%

10,0%

12,0%

14,0%


Dessy et(1998)

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

às 2

4 h


ltados da massa volúmica do material impermeável

ρrd), massa volúmica das partículas saturadas com s

stada após 24 h de imersão (WA24). Seguem no AN

resentados (M0, M1, M2, M3 e M4).

6 - Massas volúmicas e absorção de água dos agregados

FRB Areia fina Areia grossa Brita 1

2601 2623 2668

2594 2610 2624

2597 2615 2641

0,89 0,11 0,19 0,63

obtidos em relação à massa volúmica do material

) com os indicados pelas fichas técnicas do forne

s do BO, ANEXO E), não se detecta uma grande dive

valor obtido foi mais baixo.

amente baixos para a absorção de água às 24 h dos agr

como possuem valores de absorção de água abaix

água dos AFRB, o valor determinado, 10,9%, é clar

tal deve-se à sua elevada porosidade, como citado no

tivamente alto, encontra-se dentro dos valores verif

ue compreendem um intervalo entre 6,2 e 13,1%.

Absorção de água dos AFRB das diversas investigações

volúmica do material seco e a capacidade de absorção

, é significativamente alterada (R2 = 0,55) com a intr

ação (Figura 4.7). O comportamento descrito pela c

RB utilizados possuem uma massa volúmica bastante

lhantes. No entanto, a Figura 4.8 estabelece uma est

ssy et al. (1998)

Lin et al. (2004)

Khatib (2004)

Solyman (2005)

Evangelista (2007)

Kou e P(2009


101

(ρa), massa volúmica

com superfície seca (ρssd)

ANEXO F os dados

Brita 2

2723

2680

2696

0,58

impermeável para os

fornecedor (idênticas às

e divergência de valores,

os agregados naturais. De

abaixo dos 5%, não são

é claramente superior ao

no subcapítulo 2.3.2.

s verificados nas demais

orção de água dos AFRB,

a introdução dos valores

pela curva polinomial da

stante menor para valores

a estreita relação (R2 =

ou e Poon (2009)

Pereira (2010)



0,996) entre a massa volúmica dos AFRB saturados com superfície seca e a sua capacidade de

absorção de água.

Figura 4.7 - Relação entre a massa volúmica do material seco e a capacidade de absorção de água de AFRB das

diversas investigações

Figura 4.8 - Relação entre a massa volúmica dos agregados saturados com superfície seca e a capacidade de absorção

de água de AFRB das diversas investigações

4.2.3. Evolução da absorção de água

Como referido no subcapítulo 3.5.3, a evolução da absorção de água dos AFRB foi determinada

através do método sugerido por Leite (2001). Também Fonseca (2009) avaliou a evolução de água de

AGRB, tendo por base um outro procedimento indicado por Leite (2001), neste caso para os

agregados grossos.

A Figura 4.9 compara a evolução da absorção de água dos 180 minutos iniciais dos AFRB utilizados

na presente dissertação com os resultados de Leite (2001) para os AFR e os de Fonseca (2009) para

AGRB. Pela figura, depreende-se que os AGRB de Fonseca (2009) atingiram valores de absorção de

água próximos do potencial antes dos 10 minutos de ensaio. Contrariamente ao esperado, os AFRB

y = -117490x2 + 17495x + 1703,1R² = 0,5539

1850

1950

2050

2150

2250

2350

2450

6,0% 7,0% 8,0% 9,0% 10,0% 11,0% 12,0% 13,0% 14,0%

Mas

sa v

olú

mic

a se

ca (

kg/m

3 )



Khatib (2004)

Lyn et al. (2004)

Solyman (2005)

Evangelista (2007)

Kou e Poon (2009)

Pereira (2010)

y = 134838x2 - 34598x + 4385,3R² = 0,9961

2100

2200

2300

2400

2500

6% 8% 10% 12% 14%

Mas

sa v

olú

mic

a sa

tura

da

com

su

per

fíci

e se

ca (

kg/m

3 )



Solyman (2005)

Evangelista (2007)

Pereira (2010)


103

utilizados e os AFR de Leite (2001), ambos de superfície específica superior aos AGRB, tiveram uma

evolução da absorção de água mais lenta, atingindo apenas cerca de 50% do seu potencial de absorção

aos 10 minutos de imersão. Como o ensaio depende muito da precisão do primeiro valor registado

após imersão total e, uma vez que é necessário aguardar que o ar seja libertado dos peneiros utilizados

e que o valor estabilize, o comportamento das curvas obtidas para os AFR é, assim, afectado. Por

outro lado, como para os AGR é utilizada uma rede ao invés de peneiros, o valor inicial registado não

será tão influenciado pelo ar ocluído e requererá menor tempo de assentamento das partículas que os

AFR.

Figura 4.9 - Evolução da absorção de água dos AR das diversas investigações

4.2.4. Massa volúmica aparente

Como descrito no subcapítulo 3.5.4, a determinação da massa volúmica aparente (baridade) é realizada

segundo a metodologia indicada pela norma NP EN 1097-3 (2000).

São apresentados, no Quadro 4.7, os resultados obtidos para os agregados utilizados. Os valores

determinados e cálculos intermédios podem ser consultados no ANEXO G.

Quadro 4.7 - Massas volúmicas aparentes dos agregados

AFRB Areia fina Areia grossa Brita 1 Brita 2

ρb (kg/m3) 1276 1507 1546 1436 1412

Verifica-se que, entre os agregados naturais, a massa volúmica aparente tende a diminuir com o

aumento da granulometria, excepção feita para a areia grossa. O valor superior de massa volúmica

aparente deste resultado poderá ser explicado pela sua curva granulométrica mais abrangente (Figura

4.2), que permite uma maior compacidade.

Os AFRB, de granulometria controlada, apresentam a menor massa volúmica aparente de entre todos

os agregados, de modo análogo ao sucedido no subcapítulo 4.2.2, o que se prende com a maior

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180

Ab

sorç

ão d

e ág

ua

rela

tiva

à a

bso

rção

p

oten

cial

Tempo decorrido (minutos)

Leite (2001)

Fonseca (2009)

Pereira (2010)

Resultados da campanha experimen

104

porosidade dos mesmos. Como re

se nos valores investigados para a

Figura 4.10 - Mas

4.2.5. Desgaste de Los Angele

O ensaio de Los Angeles, como

especificação LNEC E237 (1970

compreendidas entre 2,38 e 76,1 m

São apresentados, no Quadro 4

determinados e cálculos intermédi

Quadro 4.8 -

∆

Conclui-se que ambos os agregado

na especificação LNEC E373, para

4.2.6. Teor de humidade

De acordo com o exposto no s

metodologia e princípios descritos

determinada para os agregados na

valor máximo de 0,63% para a brit

Os AFRB apresentaram um alto te

seu potencial de absorção de água.

Como se constata na Figura 4.11

nas demais investigações com AR

pétreo, é expectável que os ARB

apenas expostos ao vapor de água

1150

1200

1250

1300

1350

Mas

sa v

olú

mic

a ap

aren

te

(kg/

m3 )

rimental

Pedro Sou

mo revela a Figura 4.10, o valor obtido na presente di

para a massa volúmica aparente de AFRB.

Massa volúmica aparente de AFRB das diversas investigaçõe

ngeles

como descrito no subcapítulo 3.5.5, segue a metodo

(1970). Uma vez que a norma se debruça sobre partí

76,1 mm, focaram-se apenas os agregados grossos.

4.8, os resultados obtidos para os agregados util

rmédios podem ser consultados no ANEXO H.

Desgaste de Los Angeles dos agregados grossos naturais

Brita 1 Brita 2

∆ LA (%) 30,8 31,9

regados grossos naturais satisfazem o limite de desgas

3, para agregados de betão estrutural.

no subcapítulo 3.5.6, a determinação do teor de h

scritos na norma NP EN 1097-5 (2002). Uma vez que

dos naturais, indicada no subcapítulo 4.2.2, foi relativ

a a brita 1, o ensaio do teor de humidade focou apenas o

alto teor de humidade, igual a 4,34%, correspondente

água.

11, o teor de humidade determinado encontra-se pró

m ARB. Pelo facto de possuírem argamassa do BO

ARB tenham uma marcada disposição para a hidrataç

água atmosférico.

Katz (2003) Evangelista (2007) Pereira (2010)


nte dissertação enquadra-

igações

etodologia indicada pela

partículas de dimensões

os utilizados. Os valores

desgaste de 50% indicado

r de humidade seguiu a

z que a absorção de água

relativamente baixa, com

enas os AFRB.

ndente a cerca de 40% do

se próximo do verificado

o BO aderida ao material

idratação, mesmo quando

In

Figura 4.11 -

4.2.7. Índice de forma

Como indicado no subcapítulo 3.5

na norma NP EN 933-4 (200

compreendidas entre 4 e 63 mm

naturais.

O Quadro 4.9 apresenta os resulta

expostos sob representação gráfica

seu cálculo estão no ANEXO I.

partículas não-cúbicas, o que se re

Quadr

As mais recentes campanhas exper

AGN obtidos. Os valores obtidos s

2 se encontre abaixo dos verificado

Embora a regulamentação portugu

dos agregados grossos, Valadares

para betões de classe de resistênc

superior. Os agregados utilizados e

Figura 4.12

0,0%

1,0%

2,0%

3,0%

4,0%

5,0%

Ev

Teo

r d

e h

um

idad

e

0%

4%

8%

12%

16%

20%

Fonse

Índ

ice

de

form

a


- Teor de humidade das diversas investigações com ARB

3.5.7, a determinação do índice de forma segue a m

(2002). O âmbito da norma apenas as fracçõe

mm que, na presente campanha, abrangem apenas os

resultados do ensaio do índice de forma para os AGN

gráfica na Figura 4.12. Os valores e cálculos parciais q

. Quanto menor o valor do índice de forma, men

e se reflecte na qualidade do AGB.

uadro 4.9 - Resultados do ensaio de índice de forma

Brita 1 Brita 2

SI (%) 17,0 10,9

s experimentais do IST permitiram a comparação dos ín

tidos são da mesma ordem de grandeza, embora o valo

ificados nas demais investigações.

ortuguesa não especifique qualquer limite superior par

dares (2009) refere que a regulamentação Húngara im

sistência entre C 8/10 e C16/20 e o valor de 20% pa

ados encontram-se dentro destes limites.

12 - Índice de forma dos AGN das diversas investigações

Evangelista (2007) Fonseca (2007) Pereira (2010)

Fonseca (2007) Valadares (2009) Dissertação (2010)

Brita 1

Brita 2


105

ue a metodologia descrita

fracções granulométricas

s os agregados grossos

s AGN, estes valores são

ciais que possibilitaram o

a, menor a quantidade de

dos índices de forma dos

o valor obtido para a brita

ior para o índice de forma

ara impõe o valor de 40%

0% para betões de classe



4.3. Ensaios ao betão no estado fresco

Neste subcapítulo, apresentam-se os resultados obtidos nos ensaios dos diversos BR e BAR no seu

estado fresco, envolvendo avaliações da sua trabalhabilidade e massa volúmica.

4.3.1. Abaixamento (cone de Abrams)

Conforme indicado no subcapítulo 3.6.1, através da metodologia especificada pela norma NP EN

12350-2 (2002) foi estabelecido um abaixamento alvo de 120 ± 10 mm. Como referido no subcapítulo

3.4.2.2, foram acertadas as relações água / cimento de todos os betões para atingir trabalhabilidades

compreendidas no intervalo designado. Os resultados obtidos são apresentados na Figura 4.13 e

podem ser analisados em detalhe no Quadro 4.10 ou ANEXO J.

Figura 4.13 - Resultados do ensaio de abaixamento

A bibliografia recolhida no subcapítulo 2.4.2 indica claramente um aumento da relação a/c em função

da taxa de incorporação de ARB ou, sem correcção da trabalhabilidade, um decréscimo desta com o

incremento de ARB na mistura, como é corroborado pelos resultados obtidos (Quadro 4.10). Os betões

fabricados sem plastificantes não denotaram uma influência da incorporação de AFRB sobre a relação

água / cimento efectiva, ainda que para uma taxa de substituição de AFP por AFRB de 100% o

abaixamento verificado se situe próximo do limite inferior estipulado. O referido efeito é constatado

para os BAFRB fabricados com superplastificante 1, onde a relação a/c efectiva sofreu um aumento de

cerca de 9% quando comparada com o sucedido no respectivo BR. Tal deve-se ao aumento da

quantidade de AFRB na composição por decréscimo da quantidade de água necessária na mistura e é

também verificado para os betões fabricados com recurso ao superplastificante 2 (Quadro 4.10)

.

105

110

115

120

125

130

135

0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60

Aba

ixam

ento

(m

m)

Relação água / cimento efectiva

BR

B10

B30

B50

B100


107

Quadro 4.10 - Resultados do ensaio de abaixamento (cone de Abrams)

Ensaio de abaixamento (cone de Abrams)

Tipo de adjuvante utilizado

BR B10 B30 B50 B100

h (mm) a / c

efectiva h (mm)

a / c efectiva

h (mm) a / c

efectiva h (mm)

a / c efectiva

h (mm)

a / c efectiva

Sem plastificante 123 0,55 123 0,55 119 0,55 123 0,55 112 0,55

Superplastificante 1 125 0,45 127 0,45 129 0,46 130 0,47 125 0,49

Superplastificante 2 130 0,38 122 0,39 128 0,39 121 0,40 120 0,41

Por outro lado, os efeitos isolados de cada adjuvante sobre os BAR constituem parâmetros relevantes.

Constata-se que a acção dos superplastificantes em termos de baixar a relação a/c é menos eficiente

nos BAFRB do que nos respectivos BR (Quadro 4.11). Uma vez que o efeito fluidificante dos

superplastificantes de base polimérica está intrinsecamente relacionado com a sua capacidade de se

distribuírem em torno da superfície dos agregados, a perda de eficácia dos adjuvantes poderá dever-se

a um aumento da superfície específica dos agregados disponíveis na mistura com a introdução de

AFRB. Tal poderia ser contrariado com o aumento da dosagem de plastificantes em função da sua

perda de eficiência mas, neste trabalho, optou-se por fixar essa dosagem em todas as composições.

Quadro 4.11 - Variação do poder redutor de água dos adjuvantes com a incorporação de AFRB

∆ da capacidade de redução de água dos adjuvantes

Betão BR (%) B10 (%) B30 (%) B50 (%) B100 (%)

Superplastificante 1 -18,2 -18,2 -16,4 -14,5 -10,9

Superplastificante 2 -30,9 -29,1 -29,1 -27,3 -25,5

A variação da capacidade redutora de água de amassadura de cada superplastificante com a

incorporação de AFRB encontra-se graficamente representada na Figura 4.14. Verifica-se que, para

uma incorporação de 100% de AFRB, os adjuvantes 1 e 2 sofrem, respectivamente, reduções de 8,2 e

7,3% do seu poder redutor de água.

Figura 4.14 - Variação do poder redutor dos superplastificantes com a taxa de incorporação de AFRB

y = 0,0504x + 0,6972R² = 0,9271

y = 0,0764x + 0,8146R² = 0,9909

0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

0% 20% 40% 60% 80% 100%

(a/c

) / (

a/c)

BR

0


SP 2

SP 1



A redução da quantidade água necessária, através do uso dos adjuvantes, alterou as relações a/c e

aumentou a quantidade de agregados nos betões. Assim, é possível determinar o aumento relativo das

relações a/c com a incorporação de AFRB (Figura 4.15) e, analogamente, o aumento da quantidade de

agregados nas composições (Quadro 4.12). Embora os superplastificantes revelem, em termos

relativos, uma sensibilidade quase idêntica à presença de AFRB, constata-se que esta foi superior nos

betões com SP 2, com excepção para uma incorporação de 100% AFRB. Apesar do comportamento

semelhante em termos relativos, os betões produzidos com SP 2, em particular os BAFRB, possuíram

uma quantidade superior de agregados do que os fabricados com SP 1. Este efeito dever-se-á à grande

capacidade fluidificante do adjuvante, que atenuou o efeito dos AFRB na trabalhabilidade dos betões.

Figura 4.15 -Relações a/c relativas dos BAFRB por tipo de adjuvante

Quadro 4.12 - Aumento da quantidade de agregados nas composições com as alterações da relação a/c

Tipo de adjuvante ∆ BR ∆ B10 ∆ B30 ∆ B50 ∆ B100

SP1 4,7% 4,8% 4,1% 3,7% 2,6%

SP2 8,1% 7,8% 7,8% 7,3% 6,8%

É sabido que o uso de superplastificantes com alto poder redutor de água dificulta a execução do

ensaio de abaixamento. O superplastificante 2 produziu alguns ensaios inválidos, ainda que em

número reduzido. Os betões com este adjuvante não revelaram exsudação nem segregação, mas foram

mais sensíveis a acções exteriores, pelo que foi necessário um cuidado adicional ao retirar o molde

metálico e ao medir o abaixamento. Este efeito deve-se, presumidamente, ao forte efeito fluidificante

do adjuvante utilizado. De entre os superplastificantes de alto desempenho testados, o

superplastificante 2 foi claramente o mais robusto e menos susceptível a este efeito.

y = 0,0858x + 1R² = 0,8732

y = 0,0872x + 1R² = 0,9828

0,975

1,000

1,025

1,050

1,075

1,100

0% 20% 40% 60% 80% 100%

(a/c

) / (

a/c)

BR


SP 2

SP 1

SA


109

4.3.2. Massa volúmica do betão

A determinação da massa volúmica do betão no estado fresco segue a metodologia indicada na norma

NP EN 12350-6 (2002), conforme descrito no subcapítulo 3.6.2. Os valores obtidos e cálculos parciais

podem ser consultados no ANEXO J.

O Quadro 4.13 contém os valores médios de massas volúmicas dos diferentes betões (D). Os valores

apresentados são acompanhados da variação verificada em função da taxa de incorporação de AFRB

(∆AFRB), fixando o adjuvante utilizado, e da variação constatada em função do tipo de

superplastificante utilizado (∆SP), para cada taxa de incorporação de AFRB.

Quadro 4.13 - Variação da massa volúmica em função da taxa de incorporação de AFRB e do tipo de adjuvante

utilizado

Massa volúmica do betão no estado fresco

Tipo de adjuvante

BR B10 B30 B50 B100

D (kg/m3)

∆AFRB (%)

∆SP (%)

D (kg/m3)

∆AFRB (%)

∆SP (%)

D (kg/m3)

∆AFRB (%)

∆SP (%)

D (kg/m3)

∆AFRB (%)

∆SP (%)

D (kg/m3)

∆AFRB (%)

∆SP (%)

SA 2395 0,0 0,0 2378 -0,7 0,0 2363 -1,3 0,0 2349 -1,9 0,0 2309 -3,6 0,0

SP1 2452 0,0 2,4 2430 -0,9 2,2 2406 -1,9 1,8 2390 -2,5 1,7 2370 -3,3 2,7

SP2 2476 0,0 3,4 2454 -0,9 3,2 2446 -1,2 3,5 2430 -1,9 3,4 2418 -2,3 4,7

Os resultados obtidos, apresentados na Figura 4.16 e com a variação relativa na Figura 4.17, mostram

que a incorporação de AFRB, de menor massa volúmica do que os AFP, provoca decréscimos na

massa volúmica do betão. Tal vai ao encontro do verificado nas demais investigações com AFRB,

como analisado no subcapítulo 2.4.2. Em concordância com os restantes autores, que verificaram

relações lineares com boas correlações (Figura 2.18) entre a massa volúmica do betão e a quantidade

de AFRB, foram atingidas boas correlações entre estes dois parâmetros (R2 entre 0,86 e 0,99) (Figura

4.16). Uma vez que a recta de regressão linear dos BAFRB com SP 2 registou o menor declive, sendo

secundada pelos betões sem adjuvante e o que o maior declive foi a dos BAFRB com SP 1 (Figura

4.17), depreende-se que, quando foi utilizado o SP 2, a maior compacidade dos betões, de certo modo,

compensou o aumento da relação água / cimento relativa com o aumento da compacidade da mistura.

No caso dos BAFRB fabricados com SP 1, o aumento da relação água / cimento relativa foi

condicionante.

A Figura 4.18 constata, graficamente, a boa correlação linear entre a massa volúmica relativa e a taxa

de incorporação de AFRB para os resultados obtidos para os betões sem adjuvante e os valores

registados nas restantes investigações. Verifica-se que os valores introduzidos melhoraram a

correlação anteriormente estabelecida (R2 = 0,83).




massa volúmica dos betões

Figura 4.17 - Massa volúmica relativa dos BAFRB por

tipo de adjuvante

Figura 4.18 - Influência de AFRB na massa volúmica relativa das diversas investigações

4.4. Ensaios ao betão no estado endurecido

Neste subcapítulo, apresentam-se os resultados obtidos nos ensaios dos diversos BR e BAR após os

diversos intervalos de cura, envolvendo avaliações das suas propriedades e análises comparativas com

as demais investigações. Os valores apresentados são acompanhados da variação verificada em função

da taxa de incorporação de AFRB (∆AFRB), fixando o adjuvante utilizado, e da variação constatada em

função do tipo de superplastificante utilizado (∆SP), para cada taxa de incorporação de AFRB. Estas

variações são apresentadas sob a forma de percentagem.


A determinação da resistência à compressão sob tensão uniforme do betão aos 7, 28 e 56 dias seguiu a

metodologia indicada na norma NP EN 12390-6 (2003), de acordo com o descrito no subcapítulo

3.7.1.

2300

2325

2350

2375

2400

2425

2450

2475

2500

0% 20% 40% 60% 80% 100%

Mas

sa v

olú

mic

a (k

g/m

3 )


SP 2

SP 1

SA

y = -0,0274x + 1R² = 0,7066

y = -0,0388x + 1R² = 0,7915

y = -0,0369x + 1R² = 0,9757

0,95

0,96

0,97

0,98

0,99

1,00

1,01

0% 20% 40% 60% 80% 100%

m. v

. / m

. v. B

R


SP 2

SP 1

SA

y = -0,0332x + 1,0004R² = 0,8264

0,95

0,96

0,97

0,98

0,99

1,00

0% 20% 40% 60% 80% 100%

m.v

. / m

. v. B

R


Evangelista (2001)

Khatib (2004)

Kou e Poon (2009)

Pereira (2010)


111

Os Quadros 4.18, 4.19 e 4.20 apresentam os valores médios da resistência à compressão dos diferentes

betões, após 7, 28 e 56 dias de cura, fcm7, fcm28 e fcm56, respectivamente. Os resultados podem ser

consultados com maior detalhe no ANEXO K. Registaram-se reduções para a resistência à compressão

aos 28 dias (fcm 28) até 4,8, 15,4 e 3,3%, respectivamente, para os betões sem adjuvante, com SP 1 e

com SP 2.

Quadro 4.14 - Influência de AFRB e superplastificante na resistência dos betões à compressão aos 7 dias

Resistência à compressão aos 7 dias

Tipo de adjuvante

BR B10 B30 B50 B100

fcm 7 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 7 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 7 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 7 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 7 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

(MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa)

SA 30,4 0,0 0,0 32,8 7,8 0,0 30,8 1,3 0,0 29,7 -2,3 0,0 29,5 -3,0 0,0

SP 1 43,9 0,0 44,4 45,3 3,1 38,1 42,8 -2,5 38,9 40,1 -8,8 34,9 37,5 -14,6 27,1

SP 2 52,6 0,0 73,0 53,6 1,8 63,3 54,5 3,7 76,9 52,7 0,3 77,6 51,4 -2,3 74,2



Tipo de adjuvante

BR B10 B30 B50 B100

fcm 28 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 28 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 28 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 28 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 28 ∆AFRB (%)

∆SP (%) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa)

SA 39,5 0,0 0,0 40,0 1,3 0,0 38,6 -2,4 0,0 37,6 -4,8 0,0 38,6 -2,3 0,0

SP 1 53,3 0,0 34,8 53,7 0,8 34,1 51,0 -4,3 32,1 47,8 -10,3 27,0 45,1 -15,4 16,8

SP 2 65,2 0,0 64,8 64,6 -0,9 61,3 65,4 0,4 69,5 63,2 -3,0 67,9 63,0 -3,3 63,2



Tipo de adjuvante

BR B10 B30 B50 B100

fcm 56 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 56 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 56 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 56 ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fcm 56 ∆AFRB (%)


SA 42,7 0,0 0,0 42,8 0,3 0,0 41,7 -2,3 0,0 41,8 -2,1 0,0 40,2 -5,9 0,0

SP 1 58,8 0,0 37,7 59,4 1,0 38,6 53,4 -9,1 28,0 53,4 -9,2 27,7 47,4 -19,3 18,0

SP 2 68,3 0,0 60,0 68,5 0,3 59,9 67,2 -1,6 61,0 64,9 -5,1 55,1 62,6 -8,4 55,7

Foram obtidas resistências à compressão aos 28 dias para os betões de referência BR0, BR1 e BR2 de

39,5, 53,3 e 65,2 MPa, com desvios padrões de 0,8, 1,8 e 3,3 MPa, respectivamente. Daqui se

depreende que o BR0 se enquadra na classe de resistência C30/37, superior à prevista aquando da

formulação do betão, e que os BR1 e BR2 obtiveram classes de resistência de C40/50 e C45/55,

respectivamente.

Para os betões fabricados sem recurso a adjuvante, em que a relação água / cimento efectiva foi

constante, a resistência à compressão dos betões manteve-se dentro do mesmo patamar de valores,

ainda que aos 56 dias de idade pareça existir uma ténue tendência decrescente com o aumento de



AFRB (Figura 4.19). Para a taxa de incorporação de AFRB de 10%, verificaram-se valores de

resistência superiores aos do BR0. Este efeito foi tanto mais evidente quanto menor o período de cura,

de onde se depreende que a ligeira presença de AFRB no betão teve um efeito acelerador de presa, não

se encontrando, no entanto, qualquer justificação para o fenómeno.

Figura 4.19 - Influência de AFRB na resistência à compressão dos betões SA para os diversos períodos de cura

Registaram-se aumentos da resistência à compressão aos 28 dias, com a introdução de

superplastificantes, até 34,8 e 69,5%, respectivamente para betões com SP 1 e com SP 2. Com base no

Quadro 4.15, em betões fabricados com SP 1, este aumento foi tanto menor quanto maior foi a

incorporação de AFRB. No entanto, para betões fabricados com SP 2, a introdução de AFRB parece

não ter afectado a eficácia do adjuvante.

Nos betões fabricados com recurso a superplastificantes, a presença de AFRB, de um modo geral, teve

efeitos prejudiciais na resistência à compressão. Tal é verificado nos betões fabricados com o

superplastificante 1 (Figura 4.20), para todos os períodos de cura. Com os betões fabricados com

superplastificante 2 (Figura 4.21) este efeito foi particularmente notado aos 56 dias de cura, embora a

presença de AFRB não se manifeste tanto como para o superplastificante 1, em virtude dos menores

acertos da relação a/c. Em concordância com o verificado para os betões sem adjuvante (Figura 4.19),

a substituição de AFP por AFRB em 10% do seu volume, originou melhor desempenho que os

respectivos BR também nos betões com adjuvantes em todos os períodos de cura, excepção feita para

o betão fabricado com superplastificante 2 aos 28 dias de idade. Este efeito foi tanto maior, quanto

menor o período de cura. Deste modo, presume-se que, para incorporações baixas de AFRB, o efeito

benéfico da melhor ligação pasta / AFRB, como sugere Leite (2001), é superior ao efeito prejudicial

resultante do aumento da relação a/c. Aos 56 dias de idade, os betões com SP 2, registaram uma

resistência abaixo do verificado aos 28 dias. Sendo estes valores tão próximos, assume-se que esta

situação se deve à variabilidade de valores inerentes ao ensaio de resistência à compressão.

25

30

35

40

45

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)


7 dias

28 dias

56 dias


113

Figura 4.20 - Influência de AFRB na resistência à compressão dos betões com SP 1 para os diversos períodos de cura

Figura 4.21 - Influência de AFRB na resistência à compressão dos betões com SP 2 para os diversos períodos de cura

As relações entre a resistência à compressão para os 7 e 56 dias face ao determinado aos 28 dias são

apresentadas no Quadro 4.17. Já foi referido que os betões com 10% de AFRB registaram resistências

superiores aos respectivos BR para um período de cura de 7 dias. O Quadro 4.17 demonstra que todos

os betões com AFRB possuem ganhos relativos de resistência aos 7 dias maiores do que os BR, ainda

que estes valores não sejam muito díspares. Os valores registados aos 56 dias de idade foram algo

erráticos, não permitindo retirar conclusões. As diferenças de valores entre BAR e BR foram,

tendencialmente, tanto maiores quanto maior a quantidade de AFRB nos betões.

Quadro 4.17 - Relação entre as resistências à compressão aos 7 e 56 dias com a resistência aos 28 dias

SA SP 1 SP 2

fcm 7 / fcm

28 (%) ∆ BAR / BR

(%)

fcm 56 / fcm 28 (%)

∆ BAR /

BR(%) fcm 7 / fcm

28 (%) ∆ BAR / BR

(%)

fcm 56 / fcm 28 (%)

∆ BAR /

BR(%) fcm 7 / fcm

28 (%) ∆ BAR / BR

(%)

fcm 56 / fcm 28 (%)

∆ BAR /

BR(%)

BR 76,9 0,0 108,1 0,0 82,4 0,0 110,4 0,0 80,7 0,0 104,9 0,0

B10 81,9 6,5 107,0 -1,0 84,3 2,3 110,6 0,2 82,9 2,7 106,1 1,1

B30 79,9 3,9 108,2 0,1 84,0 1,9 104,8 -5,1 83,4 3,3 102,8 -2,0

B50 78,9 2,6 111,1 2,8 83,8 1,7 111,7 1,2 83,4 3,3 102,6 -2,2

B100 76,4 -0,7 104,1 -3,7 83,2 1,0 105,2 -4,7 81,5 1,0 99,3 -5,3

35

40

45

50

55

60

65

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)


7 dias

28 dias

56 dias

50

55

60

65

70

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)


7 dias

28 dias

56 dias



De acordo com a Figura 4.22, os valores com menores desempenhos estão associados aos betões com

maiores taxas de AFRB. Todos os declives de rectas de regressão linear são negativos. Uma vez que a

recta de menor declive corresponde aos betões sem adjuvante (declive de 1,372), secundada pela recta

dos betões com SP 2 (declive de 2,2419), e que a recta dos betões com SP 1 revelou o maior valor

(declive de 9,022), sugere-se uma forte relação com a relação água / cimento efectiva.

Figura 4.22 - Influência dos AFRB na resistência à compressão aos 28 dias dos diversos betões

A Figura 4.23, que relaciona a resistência à compressão aos 28 dias dos BAFRB com a relação água /

cimento efectiva, demonstra uma estreita relação entre estes dois parâmetros, obtendo um R2 de 0,98.

É, assim, constatado que o indicado por Nixon (1978), ou seja, que a redução da resistência à

compressão dos BAR está relacionada com o aumento da relação a/c para correcção da

trabalhabilidade, é também aplicável aos betões com uso de AFRB.

Figura 4.23 - Relação entre resistência à compressão dos betões aos 28 dias e a relação a / c efectiva

Em relação aos valores registados nas demais investigações, pela Figura 4.24 onde foram introduzidos

os valores para o betão sem adjuvante (SA), conclui-se não existir uma correlação directa entre a

resistência à compressão relativa e a taxa de AFRB incorporada (R2 = 0,09). Embora, de um modo

geral, se verifique uma tendência para a obtenção de valores de resistência inferior aos BR com a

y = -2,2419x + 65,127R² = 0,6619

y = -9,022x + 53,603R² = 0,9441

y = -1,372x + 39,405R² = 0,3432

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

0% 20% 40% 60% 80% 100%

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)


SP 2

SP 1

SA

y = -161,93x + 127,11R² = 0,9781

35

40

45

50

55

60

65

70

0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Relação a/c

SP 2

SP 1

SA


115

incorporação de AFRB, estes não excedem reduções de 15%, para 100% de AFRB, excepção feita aos

resultados de Khatib (2004).

Figura 4.24 - Relação entre a resistência à compressão relativa e a taxa de incorporação de AFRB das diversas

investigações

Do uso de superplastificantes derivaram aumentos consideráveis no desempenho mecânico dos betões.

Pelo Quadro 4.15 e Figura 4.25, verifica-se que o aumento da resistência à compressão devido aos

superplastificantes foi de cerca de 34,8 e 64,8% para o uso dos superplastificantes 1 e 2,

respectivamente. Do comportamento das curvas da Figura 4.25, depreende-se que, em geral, a

influência dos adjuvantes foi tanto maior quanto menor o período de cura. As relações estabelecidas na

Figura 4.26, para 7 dias de cura, na Figura 4.27, para 28 dias de cura, e na Figura 4.28, para 56 dias de

cura, indicam através dos declives das rectas de regressão que, embora com correlações insatisfatórias

nas primeiras figuras, os betões são tanto mais sensíveis à presença de AFRB quanto maior o período

de cura. Os betões com SP 1 foram particularmente influenciados pelos AR, enquanto que os restantes

betões tiveram desempenhos relativamente semelhantes. Este comportamento poderá ser explicado

pela estreita relação entre a resistência à compressão e a relação a/c (Figura 4.23), uma vez que, na

Figura 4.28, onde as correlações verificadas foram excelentes, os desempenhos foram tanto piores

quanto maior o aumento da quantidade de água na amassadura para correcção da trabalhabilidade.

Figura 4.25 - Evolução da resistência à compressão

relativa dos BR

Figura 4.26 - Resistência à compressão relativa dos

BAFRB aos 7 dias

y = -0,0942x + 1,0099R² = 0,0939

0,60

0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

1,10

0% 20% 40% 60% 80% 100%

f cm

/ fcm

,BR


Khatib (2004)

Solyman (2005)

1ª fase, Evangelista (2007)

2ª e 3ª fases, Evangelista (2007)

Kou e Poon (2009)

SA, Pereira (2010)

1,3

1,4

1,5

1,6

1,7

1,8

7 28 56

fcm

, BR

/ fcm

, BR

0


BR1

BR2y = -0,0064x + 1

R² = 0,094

y = -0,1436x + 1R² = 0,8685

y = -0,0218x + 1R² = 0,0463

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

1,10

0% 20% 40% 60% 80% 100%

f cm

7/ f

cm 7

BR


SP 2

SP 1

SA


116

Figura 4.27 - Resistência à compre

BAFRB aos 28 dias

A determinação das curvas tensã

com a introdução de AFRB. Con

cedência, característicos de betõ

superplastificantes. Na Figura 4

cada BR. Para o BR0, o patamar

maior resistência, o mesmo patam

mais acentuados, pelo que a rotu

cúbicos com 28 dias de idade pode

Figura

y = -0,161xR² = 0,93

y

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60%

f cm

28

/ fcm

28

BR

Taxa de incorporação d

SP 2

SP 1

SA

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

1,65

Ϭ (

MP

a)

rimental

Pedro Sou

mpressão relativa dos

8 dias

Figura 4.28 - Resistência à comp

BAFRB aos 56 d

tensão / extensão não revelou diferenças de compor

. Contudo, o aumento da tensão de cedência e a redu

e betões de alto desempenho, foram efeitos resul

4.29, são apresentadas as curvas tensão / extensão

tamar de cedência é particularmente visível. No entan

patamar já é quase inexistente e, no caso do BR2, est

a rotura é praticamente frágil. As curvas tensão / ext

e poderão ser consultadas no ANEXO K.

gura 4.29 - Curvas tensão (Ϭ) / deformação (Ԑ) dos BR

y = -0,035x + 1R² = 0,6616

0,161x + 1= 0,9398

y = -0,0391x + 1R² = 0,3331

60% 80% 100%

ção de AFRB

y = -0,197R² = 0,9

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60

f cm

56

/ fcm

56

BR

Taxa de incorporação

SP 2

SP 1

SA

1,75 1,85 1,95 2,05 2,15 2,25 2,35 2,45

Ԑ (‰)

BR2

BR1

BR0


compressão relativa dos

s 56 dias

omportamento dos betões

a redução do patamar de

resultantes do uso dos

tensão de um provete de

entanto, para o BR 1, de

estes efeitos são ainda

/ extensão dos provetes

y = -0,0847x + 1R² = 0,9507

0,1971x + 1² = 0,9286

y = -0,0567x + 1R² = 0,9346

60% 80% 100%

oração de AFRB


117

Na Figura 4.30, são apresentados os ganhos dos BR e dos diversos BAFRB em relação aos betões

fabricados sem adjuvante com a mesma taxa de substituição de AFP por AFRB. Verifica-se que os

acréscimos de resistência na resistência à compressão aos 28 dias devido aos superplastificantes para

os BR foram superiores ao verificado para os BAFRB, com excepção dos betões com cerca de 30% de

AFRB. Contudo, verifica-se, pelas rectas de regressão linear, que os incrementos foram muito

semelhantes, pelo que se poderá concluir que o efeito dos superplastificantes sobre a resistência à

compressão é pouco afectado pela taxa de incorporação de AFRB. Depreende-se que a menor eficácia

dos adjuvantes com a incorporação de AFRB estará essencialmente associada ao aumento da

superfície específica dos agregados, tanto pela maior superfície específica dos AR em si, como pela

maior quantidade de agregados nas composições com a redução da relação água / cimento.

Figura 4.30 - Influência dos superplastificantes na resistência à compressão de BAFRB

4.4.2. Velocidade de propagação de ultra-sons

A determinação da velocidade de propagação de ultra-sons no betão seguiu a metodologia indicada na

norma NP EN 12504-4 (2003), de acordo com o descrito no subcapítulo 3.7.2.

O Quadro 4.18 apresenta os resultados do ensaio. Os valores e cálculos parciais que possibilitaram o

seu cálculo estão no ANEXO L.

Quadro 4.18 - Velocidade de propagação de ultra-sons nos betões

v (km/s)

SA SP 1 SP 2

BR 4,6 5,1 5,6

B10 4,6 4,7 5,1

B30 4,7 4,7 5,1

B50 4,5 4,7 4,7

B100 4,6 4,8 4,7

A Figura 4.31 apresenta a relação entre a velocidade de ultra-sons e a resistência à compressão aos 28

dias. Ainda que a melhor correlação seja dada através de uma curva exponencial (R2 = 0,54), não se

SA SP 1 SP 2

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

f cm

28

/ fcm

28,

SA

Tipo de adjuvante

B100

B50

B30

B10

BR



verificaram os valores obtidos por Khatib (2004), que conseguiu um R2 de 0,96. Sendo a velocidade de

propagação de ultra-sons uma medida indirecta da porosidade de um betão, é patente que a maior

dispersão de resultados ocorre para os betões com SP 2. Entre os betões com esse superplastificante, é

notável que, para resistências à compressão cerca de 3% menores do que a do BR, a velocidade de

ultra-sons seja reduzida em mais de 15% quando incorporados 50 e 100% de AFRB. Embora a

diferença não seja tão assinalável, o mesmo se verifica para os betões com SP1. O mau desempenho

do ensaio parece estar parcialmente associado aos valores registados para os BR, particularmente

quando fabricados com adjuvantes, sem os quais a relação estabelecida possuíria um R2 de 0,70,

relativamente melhor mas, ainda assim, pouco satisfatório.

Figura 4.31 - Relação entre a velocidade dos ultra-sons e a resistência à compressão dos betões


A determinação da resistência à tracção por compressão diametral do betão aos 28 dias seguiu a

metodologia indicada na norma NP EN 12390-6 (2003), de acordo com o descrito no subcapítulo

3.7.3.

Os resultados obtidos encontram-se expostos no Quadro 4.19, sendo que os valores individuais de

cada provete ensaiado e respectivos cálculos intermédios efectuados se encontram no ANEXO M.

Registaram-se reduções da resistência à tracção por compressão diametral (fctm) até 15,6, 19,0 e

24,3%, respectivamente, para os betões sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2.

Quadro 4.19 - Resultados do ensaio de resistência à tracção por compressão diametral

Resistência à tracção por compressão diametral

Tipo de adjuvante

BR B10 B30 B50 B100

fctm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fctm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fctm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fctm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

fctm ∆AFRB (%)


SA 2,9 0,0 0,0 2,9 0,7 0,0 2,7 -6,7 0,0 2,6 -10,1 0,0 2,5 -15,6 0,0

SP 1 3,7 0,0 26,6 3,4 -8,3 15,3 3,3 -11,0 20,7 3,1 -16,5 17,6 3,0 -19,0 21,5

SP 2 4,5 0,0 52,8 4,2 -6,4 42,1 4,5 0,7 64,9 3,7 -16,7 41,6 3,4 -24,3 37,0

y = 0,0194x + 3,8147R² = 0,516

4,4

4,6

4,8

5,0

5,2

5,4

5,6

5,8

35 40 45 50 55 60 65 70

Vel

ocid

ade

de

ult

ra-s

ons

(km

/s)


SA

SP 1

SP 2


119

A Figura 4.32 apresenta os valores registados para a tracção por compressão diametral em função da

taxa de incorporação de AFRB, analogamente a Figura 4.33 apresenta as variações relativas desta

propriedade.

Registaram-se aumentos da resistência à tracção por compressão diametral, com a introdução de

superplastificantes, até 26,6 e 52,8%, respectivamente para betões com SP 1 e com SP 2. Com base no

Quadro 4.19, em betões fabricados com SP 1, não se verifica uma tendência clara, embora a eficácia

do adjuvante tenha sido inferior nos BAFRB. Para betões fabricados com SP 2, os ganhos do módulo

de elasticidade foram tanto menores quanto maior a taxa de incorporação AFRB, excepção feita ao

betão com uma taxa de 30%, onde o ganho foi superior ao verificado para o BR.

Pelos resultados obtidos (Figura 4.32), constata-se que a resistência à tracção por compressão

diametral diminui com a taxa de incorporação de AFRB. Este efeito é particularmente visível quando

os valores são analisados relativamente aos BR (Figura 4.33) onde todas as rectas de regressão linear

possuem declives negativos. Foi obtida uma correlação muito boa para o betão sem adjuvante (SA)

(R2 = 0,93), quando é utilizado SP 1 a correlação ainda é evidente (R2 = 0,79), mas é para os BAFRB

com SP 2 que a correlação obtida é pior (R2 = 0,58). Através de uma análise aos declives das rectas de

regressão linear (Figura 4.33), conclui-se que a resistência à tracção por compressão diametral dos

BAFRB com adjuvantes foi mais susceptível à incorporação de AFRB do que os betões sem adjuvante

(declive 0,1674). Os betões com SP 2 tiveram uma recta com maior declive (0,2453) do que os betões

com SP 1 (0,2323). Uma vez que a resistência à tracção depende, essencialmente, da qualidade da

pasta formada pelo ligante e pelos agregados finos (NEVILLE, 1981), conclui-se que esta é afectada

pela substituição de AFP por AFRB. Nos betões com adjuvantes, a este efeito sobrepõe-se o aumento

relativo da relação a/c, responsável pelos declives superiores das rectas referentes a estes betões.


resistência à tracção por compressão diametral

Figura 4.33 - Resistência à tracção por compressão

diametral relativa dos BAFRB

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

5,00

0% 20% 40% 60% 80% 100%

f ctm

(MP

a)


SP 2

SP 1

SA

y = -0,2453x + 1R² = 0,7889

y = -0,2323x + 1R² = 0,5794

y = -0,1674x + 1R² = 0,9341

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60% 80% 100%

f ctm

/ fct

m B

R


SP 2

SP 1

SA



Segundo as rectas de regressão linear, os adjuvantes revelaram uma sensibilidade aos AR muito

semelhante, sendo ligeiramente maior nos betões com SP 2.

Os resultados sugerem que o efeito dos AFRB na resistência à tracção por compressão diametral será

tanto maior quanto mais eficaz for o superplastificante. Sublinhe-se a maior dispersão de resultados

para os betões com superplastificante. O andamento anómalo é particularmente visível no caso do

B2,30, betão que registou, inclusive, melhor desempenho do que o respectivo BR, ainda que todas as

outras composições de BAFRB com SP 2 apresentassem valores inferiores.

Os resultados obtidos para os BAFRB sem adjuvante vão ao encontro do verificado em investigações

com AFRB, denotando-se uma correlação evidente (Figura 4.34, R2 = 0,87) entre o decréscimo da

resistência à tracção por compressão diametral e a taxa de substituição de AFP por AFRB.

Figura 4.34 - Influência de AFRB na resistência à tracção por compressão diametral das diversas investigações

O efeito do uso de superplastificantes e de AFRB nos betões é patente na Figura 4.35, onde são

apresentadas as resistências à tracção por compressão diametral dos BR e dos BAFRB em relação aos

betões fabricados sem adjuvante com a mesma taxa de substituição de AFP por AFRB.

Contrariamente ao verificado para a resistência à compressão, aqui, com excepção dos betões com

taxas de 30% de incorporação de AFRB, a influência dos superplastificantes sobre os BAFRB foi

consideravelmente inferior ao verificado para os BR. Se se excluir o comportamento anómalo dos

BAFRB com 30% de AR, verifica-se que o ganho relativo de resistência à tracção por compressão

diametral foi quase idêntico em todos os BAFRB, independentemente da taxa de AFRB, pelo que se

poderá concluir que a influência dos superplastificantes sobre a resistência à tracção por compressão

diametral depende da presença de AFRB, ainda que não seja possível retirar conclusões desta para as

diferentes taxas de AR. A menor influência dos superplastificantes sobre os BAFRB poderá dever-se

ao aumento da superfície específica dos agregados da mistura, em particular de AFRB, para a mesma

dosagem de plastificante, através a redução da relação água / cimento.

y = -0,1868x + 1,0001R² = 0,8705

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60% 80% 100%

f ctm

/ fct

m,B

R


Solyman (2005)

Evangelista (2007)

Kou e Poon (2009)

SA, Pereira (2010)


121

Figura 4.35 - Influência dos superplastificantes na resistência à tracção por compressão diametral de BAFRB


A determinação do módulo de elasticidade aos 28 dias seguiu a metodologia indicada na especificação

LNEC E397 (1993), de acordo com o descrito no subcapítulo 3.7.4.

Os resultados obtidos encontram-se expostos no Quadro 4.20, sendo que os valores individuais de

cada provete ensaiado e respectivos cálculos intermédios efectuados se encontram no ANEXO N.

Registaram-se reduções do módulo de elasticidade (Ec) até 13,2, 17,0 e 9,5%, respectivamente, para os

betões sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2.

Quadro 4.20 - Resultados do ensaio do módulo de elasticidade aos 28 dias

Módulo de elasticidade

Tipo de adjuvante

BR B10 B30 B50 B100

Ecm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

Ecm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

Ecm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

Ecm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

Ecm ∆AFRB (%)

∆SP (%)

(GPa) (GPa) (GPa) (GPa) (GPa)

SA 37,0 0,0 0,0 36,2 -2,3 0,0 34,7 -6,3 0,0 34,7 -6,3 0,0 32,1 -13,2 0,0

SP1 44,4 0,0 19,8 43,7 -1,5 20,7 38,7 -12,8 11,5 37,6 -15,3 8,2 36,8 -17,0 14,5

SP2 47,2 0,0 27,4 47,2 0,0 30,3 45,1 -4,4 29,9 43,2 -8,4 24,5 42,7 -9,5 32,9

Como foi referido no subcapítulo 4.4.1, os betões de referência SA, com SP 1 e com SP 2, obtiveram

classes de resistência respectivamente de C30/37, C40/50 e C45/55. Foram obtidos valores

consideravelmente superiores aos sugeridos pela regulamentação corrente (REBAP, 2007), que indica,

para betões com classes de resistência da mesma ordem de grandeza, valores médios do módulo de

elasticidade de 32,0 (B35), 36,0 (B50) e 37,0 GPa (B55). Contudo, os resultados obtidos estão de

acordo com a relação entre o módulo de elasticidade e a tensão de rotura de diferentes betões

apresentada por Coutinho (1988) (Figura 4.36).

SA SP 1 SP 2

0,9

1,1

1,3

1,5

1,7

f ctm

/ f

ctm

SA

Tipo de adjuvante

B100

B50

B30

B10

BR


122

Figura 4.36 - Relação entre o módulo

A Figura 4.37 apresenta os valor

incorporação de AFRB. Analog

propriedade.

Figura 4.37 - Influência da incorpora

módulo de elasticidad

Registaram-se aumentos do módul

32,9%, respectivamente para betõ

fabricados com SP 1, não se veri

sido, de um modo geral, inferior n

não apresentem uma tendência cla

adjuvante nos BAFRB é menor

AFP por AFRB.

30,0

32,5

35,0

37,5

40,0

42,5

45,0

47,5

50,0

0% 20% 40% 60%

Ec

(GP

a)

Taxa de incorporação de

rimental

Pedro Sou

ódulo de elasticidade e a tensão de rotura de diferentes betões

valores registados para o módulo de elasticidade em

nalogamente, a Figura 4.38 apresenta as variaçõ

rporação de AFRB no

icidade

Figura 4.38 - Módulo de elastici

BAFRB

módulo de elasticidade, com a introdução de superplast

a betões com SP 1 e com SP 2. Com base no Quad

e verifica uma tendência evidente, embora a eficácia

erior nos BAFRB. Para betões fabricados com SP 2, em

cia clara, ao contrário do verificado nas demais proprie

enor do que no BR, excepção feita ao betão com 30%

60% 80% 100%

ão de AFRB

SP 2

SP 1

SA

y =

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60

Ec

/ Ec

BR

Taxa de incorporação

SP 2

SP 1

SA


etões (COUTINHO, 1988)

em função da taxa de

ariações relativas desta

lasticidade relativo dos

erplastificantes, até 20,7 e

Quadro 4.20, em betões

icácia do adjuvante tenha

P 2, embora os resultados

ropriedades, a eficácia do

30% de substituição de

y = -0,1112x + 1R² = 0,8367

y = -0,2124x + 1R² = 0,6803

y = -0,1297x + 1R² = 0,9818

60% 80% 100%

ração de AFRB


123

Através dos resultados do Quadro 4.20 e da Figura 4.37, conclui-se que o módulo de elasticidade dos

betões foi afectado pela introdução de AFRB na composição. Este efeito atingiu reduções de 13,2 e

17,0% para, respectivamente, os betões sem plastificante e com SP 1. Contudo, os betões com SP 2

registaram a menor redução (9,5%) para um betão com 100% de AFRB, embora os declives das rectas

de regressão linear (Figura 4.38) indiquem uma influência dos AR muito semelhante à que ocorre no

betão sem adjuvante.

Foi verificada uma estreita correlação (R2 = 0,98) entre o módulo de elasticidade dos betões sem

adjuvante e a quantidade de AR incorporada. Para os betões com superplastificantes, verificou-se

alguma dispersão de resultados, embora as correlações verificadas para os betões com SP 1 (R2 = 0,68)

e SP 2 (R2 = 0,84) tenham sido satisfatórias. Os declives das rectas de regressão linear dos betões com

SP 2 (-0,1112) e SA (-0,1297) são bastante semelhantes. Deste modo, conclui-se que a influência do

aumento relativo da relação a/c é inferior ao efeito do aumento da compacidade do betão. No caso dos

BAFRB com SP1, os resultados sugerem uma inversão de papéis, sendo o aumento da relativo da

relação a/c o efeito condicionante.

Fonseca (2009) refere que na International RILEM Conference em Barcelona (2004), foi considerado

um limite de diminuição do módulo de elasticidade de 20% de um BAR face ao respectivo BR cuja

finalidade é a aplicação estrutural. Todos os betões ensaiados verificam esta indicação.

Foram comparados os valores registados nas demais investigações (Figura 4.39) com os valores

determinados para o betão sem adjuvante (SA). Existe uma correlação muito boa entre o módulo de

elasticidade dos BAR relativo ao respectivo BR e a taxa de AFRB incorporada (R2 = 0,90). Ainda que,

de um modo geral, se verifique a diminuição desta característica com a incorporação de AFRB,

verifica-se que os resultados obtidos na presente investigação foram melhores do que o levantamento

bibliográfico sugere. Pensa-se que tal terá sucedido por se ter obtido a mesma relação água / cimento

efectiva em todos os betões sem adjuvante.

Figura 4.39 - Influência de AFRB no módulo de elasticidade das diversas investigações

y = -0,1604x + 0,9943R² = 0,9022

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

1,05

0% 20% 40% 60% 80% 100%

Ec

/ Ec,

BR


Khatib (2004)

Solyman (2005)

Evangelista (2007)

SA, Pereira (2010)



Embora a relação exponencial entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão dos

BAFRB tenha revelado uma boa correlação (R2 = 0,85), quer os valores obtidos, quer a curva com eles

originados (Figura 4.40), foram bastante dissemelhantes do que Khatib (2004) verificou. Contudo,

para uma relação potencial (Figura 4.40), obteve-se um R2 de 0,86, enquanto que para uma relação

análoga, descrita na equação (2.5), Khatib (2004) obteve um R2 de 0,87.

Figura 4.40 - Relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à compressão dos BAFRB

A estreita relação linear (R2 = 0,98) que Khatib (2004) verificou entre o quadrado da velocidade de

propagação de ultra-sons pela massa volúmica do betão com o seu módulo de elasticidade foi

estabelecida (Figura 4.41). Contudo, a relação linear construída (R2 = 0,68) não verificou a correlação

que Khatib (2004) sugere, muito por força da velocidade de ultra-sons registada para o BR2, muito

maior do que a verificada para os BAFRB fabricados com esse superplastificante, e sem o qual já seria

estabelecida uma boa correlação (R2 = 0,80).

Uma vez que Coutinho (1988) indica que o módulo de elasticidade depende, essencialmente, da

rigidez da pasta e da porosidade dos agregados e que a massa volúmica de BAFRB em muito depende

da massa volúmica dos AR, procurou-se relacionar estas duas características dos betões. Através da

Figura 4.42, esta relação é estabelecida e verifica-se uma correlação muito boa, com um R2 de 0,94.

Face ao verificado para a relação proposta por Khatib (2004), conclui-se que foi o parâmetro

velocidade de propagação de ultra-sons (no qual se obtiveram alguns resultados anómalos) que não

permitiu estabelecer uma boa correlação, pelo menos para os BAFRB ensaiados.

y = 5,2775x0,5171

R² = 0,8579

y = 23,706e0,0102x

R² = 0,8513

30,0

35,0

40,0

45,0

50,0

35,0 40,0 45,0 50,0 55,0 60,0 65,0 70,0

Mód

ulo

de

elas

tici

dad

e (G

Pa)


SP 2

SP 1

SA


125

Figura 4.41 - Relação entre v2d e Ec Figura 4.42 - Relação entre o módulo de elasticidade

e a massa volúmica do betão

Figura 4.43 - Influência dos superplastificantes no módulo de elasticidade de BAFRB

4.4.5. Resistência à abrasão

A determinação da resistência ao desgaste dos betões seguiu a metodologia indicada na norma alemã

DIN 52108 (2002), de acordo com o descrito no subcapítulo 4.4.5.

O Quadro 4.21 apresenta os resultados do ensaio. Os valores e cálculos parciais que possibilitaram o

seu cálculo estão no ANEXO O. Registaram-se aumentos da perda de espessura (∆Lm) até 21,7, 39,5 e

51,3%, respectivamente, para os betões sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2.

Quadro 4.21 - Resultados do ensaio de desgaste aos 91 dias

Resistência ao desgaste por abrasão

Tipo de adjuvante

BR B10 B30 B50 B100

∆Lm ∆AFRB (%)

∆SP

(%)

∆Lm ∆AFRB (%)

∆SP

(%)

∆Lm ∆AFRB (%)

∆SP

(%)

∆Lm ∆AFRB (%)

∆SP

(%)

∆Lm ∆AFRB (%)

∆SP

(%) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm)

SA 3,9 0,0 0,0 3,6 -6,2 0,0 4,4 12,7 0,0 4,6 17,7 0,0 4,7 21,7 0,0

SP 1 3,0 0,0 -23,7 3,3 9,9 -10,6 3,7 24,4 -15,8 3,9 32,5 -14,1 4,1 39,5 -12,5

SP 2 2,6 0,0 -33,2 3,2 22,7 -12,6 3,5 35,3 -19,8 3,7 43,1 -18,7 3,9 51,3 -16,9

y = 0,1385x + 0,0161R² = 0,6773

4,0

4,5

5,0

5,5

6,0

6,5

7,0

7,5

8,0

30 35 40 45 50

v2d

x10

-10

(kg/

s2 m)

Ec (GPa)

SP 2

SP 1

SA

y = 0,1028x - 206,94R² = 0,9379

25

30

35

40

45

50

2300 2350 2400 2450 2500

Ec

(GP

a)

Massa volúmica do betão (kg/m3)

SP 2

SP 1

SA

SA SP 1 SP 2

0,9

1,0

1,1

1,2

1,3

1,4

Ec

/ Ec

SA

Tipo de adjuvante

B100

B50

B30

B10

BR



A Figura 4.44 apresenta os valores registados para resistência ao desgaste em função da taxa de

incorporação de AFRB. Analogamente, a Figura 4.45 apresenta as variações relativas desta

propriedade.

Da Figura 4.44, conclui-se existir uma clara influência da presença de AFRB no desempenho ao

desgaste dos betões. A resistência à abrasão dos betões sofre uma redução, com ou sem adjuvante,

tanto maior quanto maior a quantidade de AR na mistura. De entre os valores obtidos, destaca-se o

comportamento dos betões mais errático dos BAFRB sem adjuvante, sobretudo verificado para o betão

com 10% de AFRB. Contudo, já Evangelista (2007) havia verificado uma incoerência de valores para

os seus BAFRB, verificando comportamentos completamente díspares para betões com 30 e 100% de

AFRB.


resistência ao desgaste por abrasão

Figura 4.45 - Resistência ao desgaste por abrasão

relativa dos BAFRB

Registaram-se reduções do desgaste por abrasão, com a introdução de superplastificantes, até 23,7 e

33,2%, respectivamente para betões com SP 1 e com SP 2. Com base no Quadro 4.21, nos betões

fabricados com adjuvantes, o aumento da resistência ao desgaste por abrasão foi tanto menor quanto

maior a taxa de AFRB incorporada. A excepção é feita para os betões com 10% de AFRB, cujos

ganhos de resistência foram mesmo inferiores aos dos betões com substituição total de AFP por

AFRB.

Em função dos declives das rectas de regressão linear (Figura 4.45) conclui-se que o efeito de AFRB

no desgaste dos betões foi maior quando utilizado o superplastificante 2 (declive de 0,6346),

secundado pelos betões com superplastificante 1 (declive de 0,4745), enquanto que os betões sem

adjuvante revelaram menor susceptibilidade à introdução de finos reciclados de betão (declive de

0,2496). Embora apenas os betões fabricados sem adjuvante e com SP 1 tenham apresentado uma

correlação satisfatória (R2 cerca de 0,74), os betões fabricados com SP 2, ainda que possuam uma

correlação inferior (R2 = 0,50), tiveram um desempenho relativo claramente pior do que os restantes

betões (Figura 4.45). Segundo Brito (2005) a resistência à abrasão de BAR é influenciada pela relação

água / cimento efectiva, assim como pela porosidade dos agregados. Tal é corroborado pelos

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

5,0

0% 20% 40% 60% 80% 100%

∆L

(G

Pa)


SP 2

SP 1

SA

y = 0,6346x + 1R² = 0,4962

y = 0,4745x + 1R² = 0,743

y = 0,2496x + 1R² = 0,7489

0,90

1,00

1,10

1,20

1,30

1,40

1,50

1,60

0% 20% 40% 60% 80% 100%

∆L

/ ∆

LB

R


SP 2

SP 1

SA


127

resultados obtidos, pois foram os betões fabricados com SP 2, de maior aumento relativo da relação

a/c e com maior quantidade de AFRB nas suas composições, seguidos pelos betões fabricados com SP

1, que apresentaram piores desempenhos relativos. Conclui-se que a resistência à abrasão dos betões é

tanto mais sensível à incorporação de AFRB quanto maior o poder redutor de água do

superplastificante utilizado.

Por apenas se dispor, em toda a bibliografia consultada, de resultados da resistência ao desgaste

referentes ao estudo de Evangelista (2007), as correlações que derivarem da comparação dessa

investigação com a presente campanha poderão carecer de suporte científico.

A análise da Figura 4.46 não permite conclusões sobre a correlação entre a quantidade de AFRB

incorporada em betões com a sua capacidade de resposta à abrasão, dada a fraca correlação registada

entre estes dois parâmetros.

O efeito do uso de superplastificantes e de AFRB nos betões é patente na Figura 4.47, onde são

apresentadas as resistências ao desgaste por abrasão dos BR e dos BAFRB em relação aos betões

fabricados sem adjuvante com a mesma taxa de substituição de AFP por AFRB. As rectas de regressão

linear indicam uma influência claramente maior dos superplastificantes sobre a resistência à abrasão

dos BR do que o verificado para os BAFRB, ainda que, dentro destes últimos, não se verifique uma

distinção clara entre a influência verificada para as diferentes taxas de AFRB. De modo análogo ao

sugerido para a influência dos adjuvantes sobre a resistência à tracção por compressão diametral, a

menor influência dos superplastificantes sobre os BAFRB poderá dever-se ao aumento da superfície

específica dos agregados da mistura devido à redução da relação água / cimento e subsequente

aumento da quantidade de agregados nas composições, em particular de AFRB.

Figura 4.46 - Comparação da resistência ao desgaste

por abrasão das diversas investigações com AFRB

Figura 4.47 - Influência dos superplastificantes na

resistência ao desgaste por abrasão de BAFRB

y = 0,0231x + 1,0315R² = 0,0048

0,75

0,85

0,95

1,05

1,15

1,25

0% 20% 40% 60% 80% 100%

∆l /

∆l B

R

Taxa incorporação de AFRB

Evangelista (2007)

SA, Pereira (2010)

SA SP 1 SP 2

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

∆L

/ ∆L

SA

Tipo de adjuvante

B100

B50

B30

B10

BR



4.5. Conclusões

A determinação e subsequente análise dos resultados dos ensaios realizados possibilitaram uma

caracterização dos AFRB e das características dos betões com eles produzidos, quer em estado fresco,

quer endurecido, assim como a influência de superplastificantes no seu desempenho mecânico. São,

desta forma, apresentadas as conclusões finais retiradas desta investigação, descrevendo-se

sucintamente as justificações encontradas para as mesmas.

4.5.1. Propriedades dos agregados finos reciclados de betão

Os AFRB são, de um modo geral, diferenciados em relação aos seus homólogos naturais, por

possuírem uma maior porosidade. Este facto é resultante da presença de argamassa do betão original

aderida ao material pétreo, de maior porosidade e de massa volúmica inferior à dos AFRB. A maior

porosidade do agregado reciclado, pelas razões anteriormente descritas, provoca menores massa

volúmica e baridade do que os AFP.

Relativamente à absorção de água após 24 h de imersão, registou-se um valor muito superior ao

verificado para os agregados naturais, embora se situe dentro do verificado nas demais investigações

com AFRB. A evolução da absorção de água dos AFRB, ainda que extremamente acentuada nos

primeiros instantes de imersão, foi menos brusca do que o verificado para os AFR de Leite (2001).

Conclui-se que os ensaios com o propósito de avaliarem, quer a absorção de água, quer a sua evolução

ao longo do tempo, possuem algumas inadequações em relação aos AFRB, estando sujeitos à

interpretação de cada autor. Estas dificuldades dever-se-ão à maior angulosidade e rugosidade dos

AFRB, para o ensaio de absorção de água às 24 h, e ao rápido período inicial de absorção de água,

para o ensaio de evolução da capacidade de absorção. Os resultados obtidos não permitiram

estabelecer uma relação satisfatória entre a massa volúmica dos AFRB secos e a sua absorção de água.

No entanto, para a massa volúmica do material saturado com superfície seca foi estabelecida uma

estreita relação com essa propriedade.

4.5.2. Propriedades dos BAFRB em estado fresco

Os AFRB são apontados como agregados que muito afectam a trabalhabilidade dos betões, seja pela

sua capacidade de absorção de água, que ao não ser considerada poderá reduzir a relação a/c efectiva,

seja pela sua forma angulosa e superfície rugosa que dificultam a betonagem. A maior absorção de

água foi compensada de acordo com o sugerido por Ferreira (2007) e através de um processo de

betonagem adaptado de Evangelista (2007).

Contrariamente ao esperado, os BAFRB sem adjuvante mantiveram a mesma relação água / cimento

efectiva e, ainda que se verifique alguma perda de trabalhabilidade, obtiveram-se resultados dentro do

abaixamento alvo. A redução da quantidade de água na amassadura, com a aplicação de SP 1,

aumentou a quantidade de agregados e, consequentemente, de AFRB nos betões. Deste modo, os

valores da relação a/c efectiva dos BAFRB com SP 1 aumentaram em função da taxa de AFRB

incorporada, embora sempre inferiores à relação a/c do BR0. Os betões produzidos com SP 2


129

possuíram a maior quantidade de AFRB. Ainda assim, a variação da relação a/c relativa com a

introdução dos AR foi quase idêntica para os dois betões, embora os BAFRB fabricados com SP 2

tenham registado maior sensibilidade, com excepção para os betões com substituição total de AFP por

AFRB. Contudo, é fulcral realçar que, apesar do comportamento semelhante em termos relativos, os

betões produzidos com SP 2, em particular os BAFRB, possuíram uma quantidade superior de

agregados do que os fabricados com SP 1. Tal deveu-se à grande capacidade fluidificante do

adjuvante, que atenuou o efeito dos AFRB na trabalhabilidade dos betões. Os adjuvantes permitiram

menores relações a/c efectivas para uma trabalhabilidade dentro do intervalo alvo de abaixamento

(120 ± 10 mm), ainda que se tenha verificado uma perda da eficácia dos adjuvantes com a

incorporação dos finos reciclados.

Em relação à massa volúmica do betão, verificou-se que esta diminuiu com o aumento da taxa de

AFRB nos betões, registando-se reduções até 3,6, 3,3 e 2,3%, respectivamente para SA, SP 1 e SP 2.

Deste modo, conclui-se que, quanto maior for a substituição de AFP por AFRB, maior será a diferença

entre a massa volúmica do BR e dos BAFRB. Este comportamento foi também verificado para os

betões fabricados com recurso a adjuvante, onde o efeito da incorporação de AFRB foi tanto menor

quanto maior o poder redutor de água do superplastificante. Tanto os BAFRB fabricados sem

adjuvante como os fabricados com SP 1 revelaram uma susceptibilidade semelhante à incorporação de

AFRB. Os betões produzidos com SP 2 registaram uma menor sensibilidade à incorporação de AR do

que os demais, depreendendo-se que o aumento da quantidade de agregados nessas composições

compensou o maior aumento relativo da relação a/c.

4.5.3. Propriedades dos BAFRB em estado endurecido

Os BAFRB revelaram um desempenho mecânico bastante satisfatório, embora, de um modo geral,

tenham registado valores inferiores aos dos respectivos BR. De um modo geral e analogamente ao

verificado para a trabalhabilidade, a eficácia dos superplastificantes foi um pouco maior nos BR do

que nos BAFRB.

Focando a resistência à compressão, contrariamente ao esperado, os resultados dos BAFRB sem

adjuvante ou com SP 2 foram muito semelhantes aos dos BR, embora os betões produzidos com SP 1

registassem reduções assinaláveis com a incorporação de AFRB. Registaram-se reduções da

resistência à compressão aos 28 dias, com a incorporação de AFRB, até 4,8, 15,4 e 3,3%,

respectivamente para betões sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2. Concluiu-se que as reduções de

resistência em BAFRB estão intrinsecamente relacionadas de modo linear com a relação água /

cimento efectiva, corroborando a hipótese sugerida por Nixon (1978). Destacam-se os betões com

10% de AFRB que igualaram ou superaram o desempenho mecânico dos respectivos BR,

independentemente da idade ou adjuvante utilizado. Embora apresentem valores absolutos inferiores

aos dos BR, os BAFRB registaram relações fcm 7/fcm 28 superiores. Os superplastificantes permitiram

aumentos de resistência à compressão, quer nos BAFRB quer nos AFP, obtendo-se classes de

resistência de C30/37, C40/50 e C45/55, respectivamente para BR0, BR1 e BR2. Registaram-se



aumentos da resistência à compressão aos 28 dias, com a introdução de superplastificantes, até 34,8 e

69,5%, respectivamente para betões com SP 1 e com SP 2. Com base nas rectas de regressão linear

estabelecidas, depreende-se que os BAFRB com SP 2 foram menos susceptíveis à incorporação de

AFRB, aos 7 e aos 28 dias, enquanto que os betões com SP 1 tiveram o pior desempenho relativo. Os

declives negativos de todas as rectas de regressão linear aumentaram com o aumento do período de

cura. Os resultados sugerem que o desempenho dos adjuvantes foi tanto melhor quanto menor a taxa

de incorporação de AFRB e quanto menor a idade do betão. Tal é comprovado pela análise de segundo

grau, sobre a influência dos superplastificantes na resistência à compressão dos BR e dos BAFRB.

Estes efeitos poderão ser justificados pelo aumento da superfície específica dos AF na mistura para a

mesma quantidade de adjuvante, uma vez que os reciclados são mais alongados e angulosos do que os

naturais, e pelo efeito acelerador de presa quer dos AFRB quer dos próprios adjuvantes. Não se

verificou influência dos AFRB no comportamento das curvas de tensão / extensão, salvo no valor de

tensão de cedência, embora a influência dos adjuvantes seja particularmente notada, quer na tensão de

cedência, quer no patamar de cedência.

Os BAFRB fabricados com recurso a adjuvantes registaram velocidades de propagação de ultra-sons

superiores aos betões sem adjuvante. Contudo, contrariamente ao verificado em outras investigações, a

velocidade de ultra-sons não permitiu estabelecer relações com boas correlações com as diversas

propriedades mecânicas dos betões. As relações propostas por Khatib (2004), que apresentavam

correlações excelentes, não verificaram os mesmos níveis de correlação registados pelo autor para os

BAFRB.

Em relação à resistência à tracção por compressão diametral, concluiu-se que esta propriedade

mecânica decresce com a incorporação de AFRB, registando-se reduções até 15,6, 19,0 e 24,3%,

respectivamente para betões sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2. A introdução de superplastificantes

originou aumentos da resistência à tracção por compressão diametral até 26,6 e 52,8%,

respectivamente para betões produzidos com SP 1 e com SP 2. Neste sentido, foi possível estabelecer

uma relação linear muito boa para os BAFRB sem adjuvante e uma boa correlação para os BAFRB

com SP 1, sendo os betões com SP 2 os que registaram a pior correlação. O desempenho dos

superplastificantes foi tanto melhor quanto menor a quantidade de AFRB na mistura. Segundo as

rectas de regressão linear, os adjuvantes revelaram uma sensibilidade aos AR muito semelhante, sendo

maior nos betões com SP 2. Conclui-se, através dos declives das rectas de regressão linear, que o

aumento relativo da relação água / cimento no betão e o aumento subsequente da quantidade de AFRB

nas composições são mais influentes para a resistência à tracção por compressão diametral do que o

aumento de compacidade da mistura. A análise da influência dos superplastificantes sobre a resistência

à tracção por compressão diametral comprova a maior influência dos adjuvantes sobre os BR do que

sobre os BAFRB. A perda da eficácia dos superplastificantes através do aumento da superfície

específica dos agregados na mistura, seja pelo aumento da taxa de incorporação de AFRB, seja pela

redução da relação água / cimento e subsequente aumento da quantidade de agregados na composição,

parecerem ser as causas para este efeito. Os resultados obtidos para os BAFRB sem adjuvante vão ao


131

encontro do verificado em outras investigações, registando uma correlação bastante boa entre a

resistência à tracção relativa ao respectivo BR e a taxa de substituição de AFP por AFRB.

Considerando a maior deformabilidade dos AFRB, consequência da sua porosidade, é expectável que

os BAFRB apresentem módulos de elasticidade inferiores aos dos BR. Os resultados foram de acordo

com o esperado, registando-se reduções até 13,2, 17,0 e 9,5%, respectivamente para os betões sem

adjuvante, com SP 1 e com SP 2. Através da introdução de superplastificantes, verificaram-se

aumentos do módulo de elasticidade até 20,7 e 32,9%, respectivamente para betões com SP 1 e SP 2.

Foi possível estabelecer rectas de regressão linear com correlações bastante satisfatórias, que indicam

os BAFRB produzidos com SP 2 com uma sensibilidade semelhante, mas, ainda assim, melhor do que

a dos betões produzidos sem adjuvante, sendo os BAFRB com SP 1 os que se revelaram mais

sensíveis à incorporação de AFRB. Concluiu-se que, para os betões sem adjuvante, existe uma relação

evidente entre a diminuição do módulo de elasticidade e a incorporação dos AFRB. Para os betões

com SP 2, os resultados sugerem que a influência do aumento relativo da relação a/c é inferior ao

efeito do aumento da compacidade do betão; por outro lado, para os betões com SP 1, os resultados

sugerem o aumento relativo da relação a/c como o efeito condicionante. A análise da influência de

superplastificantes sobre o módulo de elasticidade dos BR e dos BAFRB não permitiu retirar

conclusões, embora as variações constatadas fossem pequenas. Foi estabelecida uma relação linear

com boa correlação entre o módulo de elasticidade dos BAFRB e a sua resistência à compressão.

Analogamente, foi estabelecida uma relação linear com muito boa correlação entre este parâmetro e a

massa volúmica dos betões.

O ensaio de resistência à abrasão revelou que a incorporação de AFRB tem uma influência

desfavorável no comportamento dos betões, sendo esta a característica mecânica mais condicionante

de entre as avaliadas nos BAFRB. Registaram-se aumentos do desgaste até 21,7, 39,5 e 51,3%,

respectivamente para betões sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2. A introdução de superplastificantes

originou aumentos da resistência à abrasão até 23,7 e 33,2%, respectivamente para betões produzidos

com SP 1 e com SP 2. O efeito dos AFRB é evidenciado pelas relações lineares estabelecidas com

correlações bastante satisfatórias para os betões sem adjuvante e com SP 1, se bem que os betões

fabricados com SP 2 não tenham obtido uma recta de regressão linear com boa correlação. Como

indicou Brito (2005), este efeito estará associado às piores relações água / cimento efectivas dos

BAFRB, assim como à maior porosidade da pasta de finos e ligante, pela qual os AFRB são

responsáveis. Apesar de, em termos absolutos, os BAFRB com adjuvantes aumentarem a sua

resistência ao desgaste, os declives das rectas de regressão linear permitem concluir que estes betões

possuem, em termos relativos, piores desempenhos do que os BAFRB sem adjuvante. Presume-se que

o aumento, em termos absolutos, da resistência à abrasão esteja relacionado com a menor relação a/c

dos betões com superplastificantes. O pior desempenho, em termos relativos, estará relacionado com a

sobreposição dos efeitos da maior quantidade de AFRB nas composições desses betões e do aumento

da relação água / cimento relativa, ambos maiores nos BAFRB com SP 2 do que os com SP 1.

Conclui-se que a resistência à abrasão dos betões é tanto mais sensível à incorporação de AFRB



quanto maior o poder redutor de água do superplastificante utilizado. A influência dos

superplastificantes sobre a resistência à abrasão é evidente, verificando-se um efeito maior destes

sobre os BR do que sobre os BAFRB. No entanto, as rectas dos BAFRB não permitem estabelecer

uma relação clara entre a influência dos adjuvantes e a taxa de AFRB. A perda de eficiência dos

adjuvantes estará relacionada com o aumento da superfície específica dos agregados, como foi referido

para a resistência à compressão e resistência à tracção por compressão diametral.

4.5.4. Reposição de propriedades dos BAFRB

Embora se conclua que, de um modo geral, os AFRB diminuem o desempenho mecânico dos betões,

uma análise sobre a quantidade necessária de adjuvante para que cada BAFRB atinja o desempenho

mecânico dos BR é assaz interessante. Como os superplastificantes possuem diferente eficácia, em

função da quantidade de AFRB, é essencial estabelecer uma expressão que defina uma quantidade de

superplastificante suficiente em função das características mecânicas condicionantes dos BAFRB para

os diferentes adjuvantes. Assumindo a hipótese simplificativa de que as propriedades variam de forma

linear com o teor de adjuvante, a equação (4.1) permite calcular a quantidade de superplastificante i

em percentagem da dosagem de cimento (SPi (%C)), relacionando o ganho da característica mecânica

necessária com o ganho verificado com superplastificante. Assim, para que o desempenho mecânico

de um betão Bj,k (superplastificante j e taxa de AFRB k) corresponda, em todos os níveis, ao de um

BRi, é preciso utilizar uma dosagem de adjuvante igual à que seria utilizada para produzir o BR mais a

que será necessária para corrigir a incorporação de AFRB.

SPx (%C) = ∆Ganho pretendido∆Ganho com SP × 1% = BRx − B�,2

B�,2 − B ,2× 1% (4.1)

em que,

� SPi (%C) - dosagem de plastificante i necessária para corrigir a característica mecânica

condicionante do BAFRB;

� BRi - valor da característica mecânica no betão de referência com superplastificante i;

� Bj,k - valor da característica mecânica condicionante no betão com superplastificante j e com

uma taxa de incorporação de AFRB igual a k (%);

� B0,k - valor da característica mecânica condicionante no betão sem adjuvante e com uma taxa

de incorporação de AFRB igual a k (%);

O Quadro 4.22 contém as dosagens adicionais de cada superplastificante necessárias para produzir

BAFRB com desempenho mecânico igual ou superior aos BR. A resistência ao desgaste não foi

considerada, não por ser a característica mecânica mais condicionante, mas por se considerar que a

pouco frequente utilização de betões com ARB o será ainda mais em betões sujeitos a acções

abrasivas. Deste modo, os valores considerados foram condicionados ou pela resistência à tracção por

compressão diametral ou pelo módulo de elasticidade, tendo sido feita a correcção quando o

desempenho mecânico foi anómalo.


133

Quadro 4.22 - Dosagem total de SP, em percentagem da dosagem de cimento, necessária para produzir BAFRB com

desempenho mecânico igual ou superior ao do BR respectivo

BR0 BR1 (1% SP 1) BR2 (1% SP 2)

SP 1 (%) SP 2 (%) SP 1 (%) SP 2 (%)

BR 0,00 0,00 0,00 0,00

B10 0,11 0,08 0,68 0,07

B30 0,35 0,11 0,72 0,13

B50 0,64 0,27 1,31 0,20

B100 0,86 0,5 1,32 0,32

Legenda: Condicionado pela resistência

à tracção por compressão diametral

Condicionado pelo módulo de elasticidade


135

5. Conclusões e desenvolvimentos futuros

5.1. Considerações finais

A legislação gradualmente mais específica em torno dos resíduos da construção e demolição (RCD),

como o Decreto-Lei nº 46/2008 de 12 de Março, é motivada pela crescente consciencialização

ambiental da sociedade em relação à indústria da construção. A continuidade dos processos de

exploração de recursos naturais e de depósito em aterro de produtos da construção e demolição, por

acarretar graves consequências ambientais, é incompatível com a sustentabilidade do sector. Os RCD

foram classificados como ‘fluxo de resíduos prioritário’ pelos países membros da União Europeia

(UE), uma vez que constituem a maior fracção dos resíduos gerados pela sociedade (Thormark, 2002).

As indústrias da construção e demolição acarretam graves consequências ambientais através da

exploração ininterrupta de recursos naturais e através do consumo energético nos processos de

produção e transporte. Cerca de 45% dos recursos naturais explorados na Suécia e mais de 40% do

total de energia produzida são consumidos pelo sector da construção (Byggsektorns, 2001)

É necessária a procura de soluções alternativas que propiciem a reutilização e reciclagem de recursos

abundantes na construção que, de outro modo, resultariam em resíduos. A reutilização de agregados

reciclados na produção de betões, particularmente em aplicações estruturais, apresenta vantagens

como a optimização dos materiais originais e evita o corrente processo de downcycling na reciclagem

de resíduos. Neste âmbito, surgem em 2006 algumas especificações LNEC, como a E-471 (Guia para

a utilização de agregados reciclados grossos em betões de ligantes hidráulicos), a E-473 (Guia para a

utilização de agregados reciclados em camadas não ligadas de pavimentos e a E-474 (Guia para a

utilização de resíduos de construção e demolição em aterro e camada de leito de infra-estruturas de

transporte).

De modo a que a utilização de agregados reciclados (AR) em betões estruturais se acentue na indústria

da construção, torna-se fulcral compreender as suas características mecânicas e avaliar a sua

durabilidade, tendo em conta os seus benefícios e limitações nas diversas condições de utilização.

Assim, com esta dissertação espera-se ter contribuído para o aprofundamento do conhecimento das

propriedades dos betões com agregados finos reciclados de betão (AFRB) e ter reforçado, através do

recurso a superplastificantes, as suas potencialidades como agregados em betões estruturais.

5.2. Conclusões gerais

A revisão bibliográfica do estado da arte disponível revelou que, apesar de existir um conceito geral da

qualidade de AFRB, a informação e investigação conhecidas são relativamente reduzidas, em

particular em relação ao uso de superplastificantes em betões com agregados reciclados (BAR). Com o

intuito de contribuir para o aumento do conhecimento e de verificar algumas observações não

consensuais, desenvolveu-se esta investigação.

Conclusões e desenvolvimentos futuros


No que diz respeito à trabalhabilidade dos betões, contrariamente ao sugerido por grande parte da

bibliografia, para garantir a manutenção do nível da trabalhabilidade não se verificou uma necessidade

de aumento da relação água / cimento efectiva com a introdução de AFRB nos betões sem adjuvante.

No que respeita aos betões com superplastificantes, foram atingidas relações água / cimento tanto

menores quanto maior o poder redutor de água do adjuvante. A redução da quantidade de água de

amassadura foi compensada pelo aumento da quantidade de agregados. Embora o superplastificante de

alto desempenho (SP 2) tenha permitido relações água / cimento menores do que o superplastificante

corrente (SP 1), em termos relativos obtiveram comportamentos quase idênticos. Foram constatadas

estreitas relações entre a diminuição da eficácia dos adjuvantes com o aumento da incorporação de

AFRB. Uma vez que os superplastificantes de base polimérica actuam sobre as superfícies, a redução

do seu desempenho, embora ténue, dever-se-á ao aumento da superfície específica dos agregados,

através da substituição de AFP por AFRB, para a mesma dosagem de superplastificante.

Em relação à massa volúmica do betão no estado fresco, registou-se uma redução clara com o aumento

da taxa de substituição de agregados finos principais (AFP) por AFRB. A introdução de

superplastificantes originou betões com valores superiores de massa volúmica, o que se deve ao

aumento da compacidade da mistura por redução da relação água / cimento. As relações estabelecidas

indicam que os betões fabricados com o superplastificante de última geração foram os menos

susceptíveis à presença de AFRB, sendo os betões produzidos com o superplastificante corrente a

registar pior desempenho relativo. Este comportamento sugere que a maior compacidade da mistura

pode ter um efeito superior em relação à massa volúmica de BAFRB do que o efeito do aumento da

relação água / cimento relativa.

Em todos os betões, aos 28 dias de cura, verificou-se um decréscimo de resistência à compressão com

a incorporação de AFRB, registando-se reduções até 4,8, 15,4 e 3,3%, respectivamente para SA, SP 1

e SP 2. Obtiveram-se ganhos de resistência à compressão com a introdução de superplastificantes, até

34,8 e 69,5%, respectivamente para betões com SP 1 e SP 2. Estes ganhos de resistência foram tanto

maiores quanto maior o poder redutor de água dos adjuvantes, consequência das reduções da relação

água / cimento. Todos os betões com agregados reciclados atingiram valores relativos da resistência

aos 7 dias superiores aos do BR e os betões com baixa taxa de substituição de AFP por AFRB

registaram, inclusive, melhor desempenho. Os betões com superplastificante corrente foram mais

sensíveis à incorporação de AFRB do que o betão sem adjuvante, mas este comportamento pode ser

minorado caso seja empregue um superplastificante de alto desempenho. Conclui-se que, para esses

betões, o aumento da relação água / cimento efectiva devido à incorporação de AFRB é compensado

pela maior compacidade da mistura. A análise da influência dos superplastificantes sobre a resistência

à compressão de betões permite confirmar a maior influência dos adjuvantes sobre os BR do que sobre

os BAFRB, embora se verifique que os incrementos foram muito semelhantes. Conclui-se que o efeito

dos adjuvantes sobre os BAFRB é pouco influenciado pela taxa de incorporação da AR. Sugere-se que

a perda de eficácia dos adjuvantes estará relacionada com o aumento da superfície específica dos


137

agregados, devido à incorporação de AFRB e devido ao aumento de agregados nas composições por

redução das relações água / cimento, para a mesma dosagem de superplastificante.

Foram verificadas velocidades de propagação de ultra-sons superiores nos betões fabricados com

superplastificantes. Apesar de os betões com agregados reciclados possuírem menores valores, as

relações propostas em outras investigações não foram verificadas com sucesso.

Quanto à resistência à tracção por compressão diametral, a utilização de superplastificantes permitiu

aumentos consideráveis, mesmo nos betões com maiores taxas de AFRB, até 26,6 e 64,9%,

respectivamente para betões com SP 1 e com SP 2. No entanto, com a presença de AFRB, registaram-

se diminuições consideráveis desta propriedade, registando-se reduções até 15,6, 19,0 e 24,4%,

respectivamente para SA, SP 1 e SP 2. As relações lineares estabelecidas indicam que a influência dos

AFRB é maior nos betões com superplastificante, com comportamentos muito semelhantes, mas,

ainda assim, destacam-se os BAFRB executados com superplastificante de última geração. O pior

desempenho relativo dos BAFRB com superplastificantes estará relacionado com o aumento da

relação água / cimento face aos betões sem adjuvante, sendo que este foi, em termos relativos, maior

nos betões com o superplastificante de melhor desempenho. A análise da influência dos

superplastificantes sobre a resistência à tracção por compressão diametral dos BR e BAFRB também

indica que os superplastificantes têm maior influência sobre os BR do que sobre os BAFRB, embora,

desta análise, não seja possível extrair uma relação clara deste comportamento com a incorporação de

AFRB. Analogamente ao sugerido para a resistência à compressão, a perda de eficácia dos adjuvantes

estará relacionada com o aumento da superfície específica dos agregados.

O uso de superplastificantes aumentou significativamente os valores do módulo de elasticidade,

mesmo para betões com AFRB, registando-se aumentos até 20,7 e 32,9, respectivamente para SP 1 e

SP 2. Contudo, a substituição de AFP pelos AR resultou em decréscimos desta característica até 13,2,

17,0 e 9,5%, respectivamente para os betões sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2. Betões fabricados

com recurso ao superplastificante corrente revelaram-se mais susceptíveis à presença de AFRB, com

os BAFRB fabricados com superplastificante de alto poder redutor de água a apresentar melhores

desempenhos relativos. Mais uma vez, a maior compacidade da mistura, possibilitada pela aplicação

do superplastificante de última geração, será a responsável pelo alto desempenho mecânico. A análise

da influência de superplastificantes sobre o módulo de elasticidade dos BR e dos BAFRB não permitiu

retirar conclusões, embora as variações constatadas fossem inferiores a 10%.

O ensaio de resistência à abrasão evidenciou os efeitos desfavoráveis dos AFRB sobre esta

propriedade. Registaram-se aumentos do desgaste até 21,7, 39,5 e 51,3%, respectivamente para betões

sem adjuvante, com SP 1 e com SP 2. Contudo, a introdução de superplastificantes originou aumentos

da resistência à abrasão até 23,7 e 33,2%, respectivamente para betões produzidos com SP 1 e com SP

2. Os valores médios da perda de espessura para betões com a mesma taxa de AFRB foram tanto

menores quanto maior o poder redutor de água do superplastificante utilizado. Em termos relativos,

embora as correlações das relações estabelecidas não sejam favoráveis, os piores desempenhos foram

Conclusões e desenvolvimentos futuros


dos BAFRB produzidos com superplastificantes, revelando-se piores para quando foi utilizado o

superplastificante de última geração. Conclui-se, para esta propriedade, que a influência dos AFRB é

tanto maior quanto maior for o desempenho do adjuvante utilizado. Uma vez que a resistência à

abrasão está intrinsecamente associada à resistência da pasta composta por finos e ligante, os

resultados são explicados pelo aumento relativo da relação água / cimento e pelo aumento da

quantidade de AFRB, maiores nos betões com superplastificante de alto desempenho. A análise da

influência dos superplastificantes sobre a resistência à abrasão dos BR e BAFRB indica que os

superplastificantes têm uma influência relativamente maior sobre os BR do que sobre os BAFRB. A

perda de eficiência dos adjuvantes estará relacionada com o aumento da superfície específica dos

agregados, como referido para a resistência à compressão e resistência à tracção por compressão

diametral.

O Quadro 5.1 apresenta, resumidamente, os valores médios obtidos nos ensaios mecânicos mais

relevantes. Estes são acompanhados da variação verificada em função da taxa de incorporação de

AFRB (∆AFRB), fixando o adjuvante utilizado, e da variação constatada em função do tipo de

superplastificante utilizado (∆SP), para cada taxa de incorporação de AFRB. Estas variações são

apresentadas sob a forma de percentagem.

Quadro 5.1 - Quadro resumo do comportamento mecânico dos BAFRB

BR B10 B30 B50 B100

SA SP 1 SP 2 SA SP 1 SP 2 SA SP 1 SP 2 SA SP 1 SP 2 SA SP 1 SP 2


fcm 28 (MPa) 39,5 53,3 65,2 40,0 53,7 64,6 38,6 51,0 65,4 37,6 47,8 63,2 38,6 45,1 63,0

∆AFRB (%) 0,0 0,0 0,0 1,3 0,8 -0,9 -2,4 -4,3 0,4 -4,8 -10,3 -3,0 -2,3 -15,4 -3,3

∆SP (%) 0,0 34,8 64,8 0,0 34,1 61,3 0,0 32,1 69,5 0,0 27,0 67,9 0,0 16,8 63,2

Resistência à tracção por compressão diametral

fctm (MPa) 2,9 3,7 4,5 2,9 3,4 4,2 2,7 3,3 4,5 2,6 3,1 3,7 2,5 3,0 3,4

∆AFRB (%) 0,0 0,0 0,0 0,7 -8,3 -6,4 -6,7 -11,0 0,7 -10,1 -16,5 -16,7 -15,6 -19,0 -24,3

∆SP (%) 0,0 26,6 52,8 0,0 15,3 42,1 0,0 20,7 64,9 0,0 17,6 41,6 0,0 21,5 37,0

Módulo de elasticidade

Ecm (GPa) 37,0 44,4 47,2 36,2 43,7 47,2 34,7 38,7 45,1 34,7 37,6 43,2 32,1 36,8 42,7

∆AFRB (%) 0,0 0,0 0,0 -2,3 -1,5 0,0 -6,3 -12,8 -4,4 -6,3 -15,3 -8,4 -13,2 -17,0 -9,5

∆SP (%) 0,0 19,8 27,4 0,0 20,7 30,3 0,0 11,5 29,9 0,0 8,2 24,5 0,0 14,5 32,9

Resistência ao desgaste por abrasão

∆Lm (mm) 3,9 3,0 2,6 3,6 3,3 3,2 4,4 3,7 3,5 4,6 3,9 3,7 4,7 4,1 3,9

∆AFRB (%) 0,0 0,0 0,0 -6,2 9,9 22,7 12,7 24,4 35,3 17,7 32,5 43,1 21,7 39,5 51,3

∆SP (%) 0,0 -23,7 -33,2 0,0 -10,6 -12,6 0,0 -15,8 -19,8 0,0 -14,1 -18,7 0,0 -12,5 -16,9

De um modo geral, embora o betão com incorporação de agregados finos reciclados de betão

apresente um desempenho mecânico inferior ao betão convencional, tal pode ser contornado pela

utilização de superplastificantes. Neste sentido, o superplastificante de alto desempenho revelou ser

mais robusto com os agregados reciclados, destacando-se a nível da resistência à compressão e no

módulo de elasticidade, características usualmente mais penalizantes nos BAFRB.


139

Com excepção da resistência à abrasão, prevê-se que, através de pequenos incrementos da dosagem de

superplastificante e através da redução da relação água / cimento, se possa produzir BAFRB com

desempenho mecânico igual ou superior aos respectivos BR sem adjuvantes, com adjuvantes menos

eficientes ou com menores teores de adjuvantes.

5.3. Propostas de desenvolvimento futuro

O trabalho de investigação desenvolvido permitiu expandir o estado do conhecimento das

propriedades de AFRB e de BAFRB e esclarecer questões referentes à sua aplicabilidade em

elementos estruturais, através do estudo da influência de superplastificantes. Deste modo, espera-se ter

reforçado a perspectiva de que a indústria da construção pode considerar os RCD, até aqui

desaproveitados, como recursos inexplorados, em particular no que concerne os AFRB.

Contudo, após o término desta investigação, restam questões que suscitam esclarecimentos e

diferentes aplicações de AFRB a considerar. A variabilidade dos ARB implicará sempre uma

caracterização detalhada para a sua utilização. Apenas através do estudo continuado das aplicações de

RCD, com análises técnicas e económicas mais profundas, se poderão estabelecer melhores condições

de qualidade e segurança e conduzir à aplicação informal e generalizada dos AR na indústria da

construção.

Neste sentido, considerem-se os seguintes temas para desenvolvimentos futuros:

� avaliar a qualidade de AFRB produzidos na indústria da construção e demolição;

� investigar a rentabilidade económica da exploração de AFRB, com e sem superplastificantes;

� investigar a influência de superplastificantes na durabilidade de BAFRB, com especial ênfase

na resistência a acções de gelo / degelo;

� avaliar a influência da incorporação de AFRB na resistência ao fogo do betão;

� estudar os benefícios da evolução da resistência à compressão de betões com baixas taxas de

incorporação de AFRB;

� determinar a aplicabilidade de baixas taxas de AFRB em betões pré-esforçados;

� avaliar a aplicabilidade de AFRB em betões auto-compactáveis;

� estudar detalhadamente a influência de diferentes processos de fabrico de ARB na qualidade

dos agregados;

� estudar a influência da classe de resistência do betão de origem nos AFRB;

� determinar um método eficaz para a avaliação da evolução da absorção de água de AFRB,

possivelmente com uma adaptação do método do picnómetro por pesagens da massa M4 em

diversos instantes, que permitira estabelecer uma curva de evolução real;

� extrapolar todos estes estudos para RCD que não betão e resíduos industriais.

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143

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Técnico, Lisboa.

� NORMAS / ESPECIFICAÇÕES DE ENSAIOS

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according to Boehme.

LNEC E 237 (1970) - Agregados: Ensaio de desgaste pela máquina de Los Angeles, LNEC.

LNEC E 397 (1993) - Betões: Determinação do módulo de elasticidade em compressão, LNEC.

NP EN 206-1 (2005) - Betão: Especificação, desempenho, produção e conformidade, IPQ.

NP EN 933-1 (2000) - Ensaios das propriedades geométricas dos agregados: Análise granulométrica.

Método de peneiração, IPQ.

NP EN 933-2 (1999) - Ensaios para a determinação das características geométricas dos agregados:

Determinação da distribuição granulométrica. Peneiros de ensaio, dimensão nominal das aberturas,

IPQ.

BIBLIOGRAFIA


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das partículas. Índice de forma, IPQ.

NP EN 1097-3 (2003) - Ensaios para a determinação das propriedades mecânicas e físicas dos

agregados: Método para a determinação da massa volúmica e dos vazios, IPQ.

NP EN 1097-6 (2003) - Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados: Determinação da

massa volúmica e da absorção de água, IPQ.

NP EN 12350-1 (2002) - Ensaios do betão fresco: Amostragem, IPQ.

NP EN 12350-2 (2002) - Ensaios do betão fresco: Ensaio de abaixamento, IPQ.

NP EN 12350-6 (2002) - Ensaios do betão fresco: Massa volúmica, IPQ.

NP EN 12390-3 (2003) - Ensaios do betão endurecido: Resistência à compressão dos provetes de

ensaio, IPQ.

NP EN 12390-6 (2003) - Ensaios do betão endurecido. Parte 6: Resistência à tracção por compressão

de provetes, IPQ.

NP EN 12504-4 (2004) - Ensaios do betão nas estruturas. Parte 4: Determinação da velocidade de

propagação de ultra-sons.

ANEXOS

Índice de anexos

ÍNDICE DE ANEXOS

ANEXO A - Estudo da composição e fichas técnicas do betão de origem ...................... A.1

ANEXO B - Análise térmica dos AFRB .............................................................................. B.1

ANEXO C - Estudo da composição do betão de referência ............................................. C.1

ANEXO D - Fichas técnicas dos adjuvantes aplicados nos betões ................................... D.1

ANEXO E - Análise granulométrica ................................................................................... E.1

ANEXO F - Massa volúmica, absorção de água e teor de água ........................................ F.1

ANEXO G - Massa volúmica aparente .............................................................................. G.1

ANEXO H - Desgaste de Los Angeles ................................................................................. H.1

ANEXO I - Índice de forma .................................................................................................. I.1

ANEXO J - Abaixamento e massa volúmica do betão no estado fresco ........................... J.1

ANEXO K - Resistência à compressão e curvas tensão / extensão .................................. K.1

ANEXO L - Velocidade de propagação de ultra-sons ....................................................... L.1

ANEXO M - Resistência à tracção por compressão diametral ........................................ M.1

ANEXO N - Módulo de elasticidade ................................................................................... N.1

ANEXO O - Resistência ao desgaste ................................................................................... O.1

ANEXO A

A.1

ANEXO A ESTUDO DA COMPOSIÇÃO DO BETÃO DE ORIGEM C30/37, UNIBETÃO

DADOS DOS CONSTITUINTES DO BO:

� CERTIFICADO DE CONFORMIDADE CE DA CINZA VOLANTE PARA BETÃO

� FICHA TÉCNICA DO ADJUVANTE UTILIZADO (POZZOLITH 540)

� FICHA TÉCNICA DO LIGANTE UTILIZADO (CEM II/A-L 42,2 R)

ANEXO A

A.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

ANEXO A

A.3

ANEXO A


ANEXO A

A.5

ANEXO A


.

ANEXO B

B.1

ANEXO B FOLHA DE RESULTADOS DA ANÁLISE TÉRMICA DE AGREGADOS RECICLADOS DE BETÃO RESULTANTES DE TRITURAÇÃO COM DIFERENTES ABERTURAS DE MAXILAS DA BRITADEIRA

ANEXO B

B.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

ANEXO B

B.3

ANEXO B


ANEXO B

B.5

ANEXO B


ANEXO C

C.1

ANEXO C ESTUDO DO BETÃO DE REFERÊNCIA COM O SOFTWARE SIKACOMP

ANEXO C

C.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

ANEXO C

C.3

ANEXO C

C.4 Pedro Sousa de Brito Pereira

ANEXO D

D.1

ANEXO D FICHAS TÉCNICAS DOS ADJUVANTES APLICADOS NOS BETÕES:

� SIKAMENT 400 PLUS (SUPERPLASTIFICANTE 1) � SIKAPLAST 898 (SUPERPLASTIFICANTE 2)

ANEXO D

D.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

ANEXO D

D.3

ANEXO D


ANEXO D

D.5

ANEXO D


ANEXO D

D.7

ANEXO D


ANEXO E

E.1

ANEXO E ANÁLISE GRANULOMÉTRICA E MASSA VOLÚMICA DOS AGREGADOS NATURAIS

(AREIA FINA // AREIA GROSSA // BRITA 1 // BRITA 2)

DADOS DE AGREGADOS FORNECIDOS PELA UNIBETÃO

ANEXO E

E.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

AREIA FINA

Amostra 1 Amostra 2 Amostra 3

M1 (g) 1159,0 1212,5 1169,3

M2 (g) 1155,5 1209,6 1163,5

AREIA FINA

Peneiro (mm)

Amostra 1 Amostra 2 Amostra 3 Valor retido

médio (%)

Valor médio retido

acumulado (%)

Valor médio

passado acumulado

(%)

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

5,6 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 100,0 4,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 100,0 2,0 0,1 0,0 0,1 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 100,0 1,0 8,5 0,7 8,2 0,7 8,3 0,7 0,7 0,7 99,3

0,500 235,7 20,3 228,4 18,8 215,9 18,5 19,3 20,0 80,1 0,250 668,4 57,7 716,1 59,1 690,5 59,1 58,8 78,8 21,5 0,125 235,3 20,3 248,8 20,5 241,3 20,6 20,6 99,3 1,0 0,063 7,1 0,6 7,6 0,6 7,1 0,6 0,6 99,6 0,4

Refugo 0,4 0,0 0,4 0,0 0,4 0,0 0,0 99,7 -

Total 1155,5 99,7 1209,6 99,8 1163,5 99,5

f 0,38

D 1,0

M.F. 1,98

AREIA GROSSA


M1 (g) 1122,5 1179,9 1155,4

M2 (g) 1116,5 1166,2 1144,6

AREIA GROSSA

Peneiro (mm)


médio (%)

Valor médio retido

acumulado (%)

Valor médio

passado acumulado

(%)

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

5,6 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 100,0 4,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 100,0 2,0 182,3 16,2 205,3 17,4 211,1 18,3 17,2 17,3 82,7 1,0 423,2 37,7 442,8 37,5 425,1 36,8 37,1 54,6 45,4

0,500 413,3 36,8 418,3 35,5 395,5 34,2 35,3 90,1 9,9 0,250 80,8 7,2 84,1 7,1 86,1 7,5 7,2 97,4 2,6 0,125 14,9 1,3 13,5 1,1 20,9 1,8 1,4 98,8 1,2 0,063 2,0 0,2 2,2 0,2 5,7 0,5 0,3 99,1 0,9

Refugo 0,0 0,0 0,0 0,0 0,2 0,0 0,0 99,1 -

Total 1116,5 99,5 1166,2 98,8 1144,6 98,2

f 0,88

D 4,0

M.F. 3,58

ANEXO E

E.3

BRITA 1


M1 (g) 1324,4 2182,1 1501,4

M2 (g) 1311,2 2149,0 1500,5

BRITA 1

Peneiro (mm)


médio (%)

Valor médio retido

acumulado (%)

Valor médio

passado acumulado

(%)

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

16,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 100,0 11,2 118,4 8,9 234,5 10,7 155,8 10,4 10,0 10,0 90,0 8,0 541,6 40,9 852,0 39,0 614,4 40,9 40,3 50,3 49,7 5,6 517,3 39,1 781,8 35,8 551,6 36,7 37,2 87,5 12,5 4,0 98,1 7,4 176,5 8,1 115,2 7,7 7,7 95,2 4,8 2,0 31,8 2,4 84,4 3,9 50,9 3,4 3,2 98,5 1,5 1,0 3,1 0,2 9,9 0,5 9,7 0,6 0,4 98,9 1,1

0,500 0,4 0,0 8,5 0,4 1,9 0,1 0,2 99,1 0,9 0,250 0,4 0,0 1,0 0,0 0,6 0,0 0,0 99,1 0,9 0,125 0,1 0,0 0,3 0,0 0,3 0,0 0,0 99,1 0,9 0,063 0,0 0,0 0,1 0,0 0,1 0,0 0,0 99,1 0,9

Refugo 0,0 0,0 0,0 0,0 0 0,0 0,0 99,1 0,0

Total 1311,2 99,0 2149,0 98,5 1500,5 99,9

f 0,86

D 11,2

M.F. 6,40

ANEXO E


BRITA 2


M1 (g) 8585,1 9886,4 10021,7

M2 (g) 8584,9 9886,8 10022,5

BRITA 2

Peneiro (mm)


médio (%)

Valor médio retido

acumulado (%)

Valor médio

passado acumulado

(%)

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

Massa retida

(g)

% retida

31,5 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 100,0 22,4 952,5 11,1 1480,1 15,0 923,3 9,2 11,8 11,8 88,2 16,0 4151,3 48,4 4668,2 47,2 4672,3 46,6 47,4 59,2 40,8 11,2 3238,2 37,7 3375,1 34,1 4033,3 40,2 37,4 96,5 3,5 8,0 167,9 2,0 275,1 2,8 315,7 3,2 2,6 99,2 0,8 5,6 27,8 0,3 27,7 0,3 43,0 0,4 0,3 99,5 0,5 4,0 12,4 0,1 9,1 0,1 2,0 0,0 0,1 99,6 0,4 2,0 11,6 0,1 10,5 0,1 4,2 0,0 0,1 99,7 0,3 1,0 6,8 0,1 12,3 0,1 7,7 0,1 0,1 99,8 0,2

0,500 0,0 0,0 0,0 0,0 0 0,0 0,0 99,8 0,2 0,250 0,0 0,0 0,0 0,0 0 0,0 0,0 99,8 0,2 0,125 0,0 0,0 0,0 0,0 0 0,0 0,0 99,8 0,2 0,063 0,0 0,0 0,0 0,0 0 0,0 0,0 99,8 0,2

Refugo 16,6 0,2 28,3 0,3 20,2 0,2 0,2 100,0 0,0

Total 8585,1 100,0 9886,8 100,0 10021,7 100,0

f 0,23

D 31,5

M.F. 7,57

ANEXO E

E.5

ANEXO E


ANEXO E

E.7

ANEXO E


ANEXO F

F.1

ANEXO F MASSA VOLÚMICA E ABSORÇÃO DE ÁGUA

TEOR DE ÁGUA

ANEXO F

F.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

ANEXO F

F.3

AFRB Areia fina Areia grossa Brita 1 Brita 2

AFRB 1 AFRB 2 AFRB 3 Total AF 1 AF 2 AF 3 Total AG 1 AG 2 AG 3 Total B1 1 B1 2 B1 3 Total B2 1 B2 2 B2 3 Total

M0 1100,3 1100,8 1100,1

M0' 1055,8 1055,0 1053,2

M1 1160,7 1145,4 1152,7 1364,1 1060,9 1094,9 1044,0 1067,2 1303,1 1538,4 1624,0 1652,4 4129,4 4144,9 4196,5

M2 5767,5 5726,3 5761,8 2366,1 2182,6 2204,2 2175,4 2188,7 2330,3 2512,1 2561,0 2580,9 7732,3 7822,4 7813,5

M3 5121,7 5107,6 5121,9 1530,2 1528,7 1530,3 1529,0 1527,9 1529,8 1553,0 1553,0 1556,8 5134,5 5211,2 5177,5

M4 1044,8 1033,5 1040,8 1362,2 1060,3 1093,5 1042,3 1066,8 1298,3 1528,3 1614,3 1641,9 4104,9 4122,1 4172,2

ρa (kg/m3) 2619 2492 2596 2569 2588 2609 2606 2601 2633 2628 2608 2623 2685 2663 2658 2668 2724 2728 2716 2723

ρrd (kg/m3) 2029 1962 2030 2007 2579 2605 2597 2594 2621 2625 2583 2610 2638 2621 2613 2624 2680 2688 2674 2680

ρssd (kg/m3) 2254 2175 2248 2226 2583 2607 2601 2597 2626 2626 2593 2615 2656 2636 2630 2641 2696 2703 2689 2696

WA24 11,1% 10,8% 10,8% 10,89% 0,139% 0,057% 0,128% 0,11% 0,163% 0,037% 0,370% 0,19% 0,661% 0,601% 0,640% 0,63% 0,597% 0,553% 0,582% 0,58%

w 4,215% 4,341% 4,453% 4,34%

ρa - massa volúmica do material impermeável das partículas (kg/dm3);

ρrd - massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/dm3);

ρssd - massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (kg/dm3);

ρw - massa volúmica da agua a temperatura registada na pesagem de M2 (kg/dm3);

WA24 - absorção de agua após imersão em agua durante 24 h (%);

w - teor de água (%)

M0 - massa do provete de ensaio (g);

M0’ - massa do provete de ensaio seco em estufa (g);

M1 - massa do agregado saturado com superfície seca (g);

M2 - massa do picnómetro, contendo o agregado saturado imerso em agua (g);

M3 - massa do picnómetro cheio de água (g);

M4 - massa do provete de ensaio após secagem em estufa (g).

ANEXO F

F.4 Pedro Sousa de Brito Pereira

ANEXO G

G.1

ANEXO G MASSA VOLÚMICA APARENTE

ANEXO G

G.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

AFRB Agregados naturais

Areia fina Areia grossa Brita 1 Brita 2

M1 (g) 5679,9 6341,2 6470,2 22874,0 22726,0

M2 (g) 5696,6 6410,0 6486,3 22932,0 22620,0

M3 (g) 5674,1 6380,6 6526,3 22950,0 22703,0

M recipiente (g) 1856,6 1856,6 1856,6 8561,0 8561,0

V recipiente (l) 3,0 3,0 3,0 10,0 10,0

ρb(kg / m3) 1275,6 1506,9 1545,9 1435,8 1412,2

ANEXO H

H.1

ANEXO H DESGASTE DE LOS ANGELES

ANEXO H

H.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

Composição granulométrica

Nº de esferas

Massas parciais (g)

Massa M1 (g)

Massa M2 (g)

∆ LA (%)

Tipo Fracção (mm)

Massa de agregado (g)

Brita 1 B 19,0 - 12,7 2500±10

11 2500,0

5000,0 3458,0 30,84 12,7 - 9,51 2500±10 2500,0

Brita 2 A

38,1 - 25,4 1250±25

12

1248,4

5003,8 3406,7 31,92 25,4 - 19,0 1250±25 1252,2

19,0 - 12,7 1250±10 1251,3

12,7 - 9,51 1250±10 1251,9

ANEXO J

K.1

ANEXO I ÍNDICE DE FORMA

ANEXO I

J.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

Fracção di

Brita 1

Amostra 1 Amostra 2

M1 V1 M2 M1 V1 M2

31,5 0 0,0% 0,0 0 0,0% 0,0

22,4 0 0,0% 0,0 0 0,0% 0,0

16,0 144,4 9,7% 0,0 135,3 9,3% 0,0

11,2 654,8 44,1% 108,9 567,2 39,2% 95,3

8,0 582,9 39,3% 97,5 605,5 41,8% 109,0

5,6 102,8 6,9% 0,0 139,7 9,6% 0,0

M0 1484,9 SI 16,7% 1447,7 SI 17,4%

SI total 17,0%

Fracção di

Brita 2

Amostra 1 Amostra 2

M1 V1 M2 M1 V1 M2

31,5 732,1 12,2% 45,8 714,4 11,9% 49,2

22,4 2820,2 47,0% 269,6 2851,4 47,5% 270,9

16,0 2160,2 36,0% 317,5 2245,1 37,4% 306,5

11,2 258,0 4,3% 0,0 182,1 3,0% 0,0

8,0 31,0 0,5% 0,0 9,6 0,2% 0,0

5,6 0,0 0,0% 0,0 0 0,0% 0,0

M0 6001,5 SI 11,1% 6002,6 SI 10,8%

SI total 10,9%

ANEXO J

J.1

ANEXO J ABAIXAMENTO E MASSA VOLÚMICA DO BETÃO NO ESTADO FRESCO

ANEXO J

K.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

Ensaio de abaixamento

Betões BR0 B0,10 B0,30 B0,50 B0,100

h1 (mm) 125 130 116 125 115

h2 (mm) 120 120 121 118 111

h3 (mm) 124 118 119 125 111

h (mm) 123 123 119 123 112

Massa volúmica

Betões BR0 B0,10 B0,30 B0,50 B0,100

M1 (g) 32405 32395 32148 32097 31713

M2 (g) 32608 32281 32228 32009 31590

MR (g) 8561 8561 8561 8561 8561

VR (l) 10 10 10 10 10

ρ1 (kg/m3) 2384 2383 2359 2354 2315

ρ2 (kg/m3) 2405 2372 2367 2345 2303

ρ (kg/m3) 2395 2378 2363 2349 2309


Betões BR1 B1,10 B1,30 B1,50 B1,100

h1 (mm) 118 131 128 131 126

h2 (mm) 135 125 131 129 125

h3 (mm) 123 126 129 129 125

h (mm) 125 127 129 130 125

Massa volúmica

Betões BR1 B1,10 B1,30 B1,50 B1,100

M1 (g) 33262 32850 32623 32419 32039

M2 (g) 32899 32863 32620 32502 32491

MR (g) 8561 8561 8561 8561 8561

VR (l) 10 10 10 10 10

ρ1 (kg/m3) 2470 2429 2406 2386 2348

ρ2 (kg/m3) 2434 2430 2406 2394 2393

ρ (kg/m3) 2452 2430 2406 2390 2370


Betões BR2 B2,10 B2,30 B2,50 B2,100

h1 (mm) 130 129 130 126 122

h2 (mm) 127 115 120 121 118

h3 (mm) 132 122 134 115 121

h (mm) 130 122 128 121 120

Massa volúmica

Betões BR2 B2,10 B2,30 B2,50 B2,100

M1 (g) 33005 33139 33180 32891 32575

M2 (g) 33629 33059 33032 32825 32913

MR (g) 8561 8561 8651 8561 8561

VR (l) 10 10 10 10 10

ρ1 (kg/m3) 2444 2458 2462 2433 2401

ρ2 (kg/m3) 2507 2450 2447 2426 2435

ρ (kg/m3) 2476 2454 2455 2430 2418

ANEXO K

K.1

ANEXO K RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO

COMPORTAMENTO DOS PROVETES À COMPRESSÃO AOS 28 DIAS

ANEXO K


RESISTÊNCIA À COMPRESSÃO AOS 7 DIAS

BR0 M (g) F (kN) fci (MPa)



1 8143,7 674,2 30,0

1 8288,5 962,3 42,8

1 8316,9 1144,4 50,9

2 8120,3 696,0 30,9

2 8271,6 958,5 42,6

2 8392,7 1188,8 52,8

3 8097,4 682,3 30,3

3 8306,7 1043,0 46,4

3 8344,6 1217,0 54,1

média 8120,5 684,2 30,4

média 8288,9 987,9 43,9

média 8351,4 1183,4 52,6

B0,10 M (g) F (kN) fci (MPa)



1 8026,1 741,0 32,9

1 8144,9 1004,0 44,6

1 8367,4 1230,0 54,7

2 8060,3 746,7 33,2

2 8339,1 1045,0 46,4

2 8379,8 1243,0 55,2

3 8042,2 725,4 32,2

3 8096,6 1007,0 44,8

3 8411,5 1142,0 50,8

média 8042,9 737,7 32,8

média 8193,5 1018,7 45,3

média 8386,2 1205,0 53,6




1 8061,3 683,1 30,4

1 8108,2 951,5 42,3

1 8319,6 1197,0 53,2

2 8101,1 688,1 30,6

2 8225,5 975,4 43,4

2 8325,7 1210,0 53,8

3 8052,4 708,8 31,5

3 8171,9 963,2 42,8

3 8285,7 1273,0 56,6

média 8071,6 693,3 30,8

média 8168,5 963,4 42,8

média 8310,3 1226,7 54,5




1 7956,5 670,7 29,8

1 8066,1 892,9 39,7

1 8222,3 1186,0 52,7

2 7995,9 671,2 29,8

2 8029,9 931,3 41,4

2 8254,3 1130,0 50,2

3 7927,2 663,0 29,5

3 8120,4 879,9 39,1

3 8266,0 1244,0 55,3

média 7959,9 668,3 29,7

média 8072,1 901,4 40,1

média 8247,5 1186,7 52,7




1 7871,9 652,0 29,0

1 7956,5 832,0 37,0

1 8168,6 1158,0 51,5

2 7885,0 684,7 30,4

2 8018,2 843,5 37,5

2 8146,4 1080,0 48,0

3 7805,9 654,8 29,1

3 7911,8 856,4 38,1

3 8144,8 1231,0 54,7

média 7854,3 663,8 29,5

média 7962,2 844,0 37,5

média 8153,3 1156,3 51,4

ANEXO K

K.3


BR0 M (g) F (kN) fci (MPa) BR1 M (g) F (kN) fci (MPa) BR2 M (g) F (kN) fci (MPa)

1 8192,7 865,1 38,4 1 8331,7 1194,0 53,1 1 8300,1 1523,9 67,7

2 8099,1 898,8 39,9 2 8353,1 1257,1 55,9 2 8465,7 1424,0 63,3

3 8228,9 891,2 39,6 3 8260,8 1146,5 51,0 3 8286,6 1426,2 63,4

4 8120,9 880,8 39,1 4 8296,3 1211,9 53,9 4 8372,2 1565,8 69,6

5 8149,7 910,9 40,5 5 8267,0 1185,4 52,7 5 8403,5 1389,8 61,8

média 8158,3 889,4 39,5 média 8301,8 1199,0 53,3 média 8365,6 1465,9 65,2

B0,10 M (g) F (kN) fci (MPa) B1,10 M (g) F (kN) fci (MPa) B2,10 M (g) F (kN) fci (MPa)

1 8171,8 870,2 38,7 1 8228,2 1223,0 54,4 1 8521,7 1466,0 65,2

2 8079,1 940,2 41,8 2 8157,0 1150,0 51,1 2 8414,0 1456,0 64,7

3 8102,6 914,2 40,6 3 8200,8 1235,0 54,9 3 8392,9 1513,0 67,2

4 8136,9 892,3 39,7 4 8153,0 1201,0 53,4 4 8298,1 1446,0 64,3

5 8136,6 887,9 39,5 5 8159,5 1232,0 54,8 5 8462,8 1385,0 61,6



1 8163,4 850,5 37,8 1 8148,2 1147,0 51,0 1 8343,8 1435,0 63,8

2 8034,3 830,8 36,9 2 8223,2 1146,0 50,9 2 8269,8 1351,0 60,0

3 8097,3 875,1 38,9 3 8233,3 1065,0 47,3 3 8326,1 1520,0 67,6

4 8142,1 896,3 39,8 4 8110,3 1133,0 50,4 4 8235,7 1553,0 69,0

5 8026,4 888,2 39,5 5 8202,2 1245,0 55,3 5 8330,8 1497,0 66,5



1 7969,7 855,3 38,0 1 8114,6 1030,0 45,8 1 8227,7 1418,0 63,0

2 8024,0 785,1 34,9 2 8123,5 1101,0 48,9 2 8151,1 1428,0 63,5

3 7959,9 852,9 37,9 3 8057,2 1071,0 47,6 3 8160,6 1361,0 60,5

4 7884,9 885,8 39,4 4 7979,6 1041,0 46,3 4 8160,4 1438,0 63,9

5 7992,2 856,4 38,1 5 8038,3 1135,0 50,4 5 8239,8 1467,0 65,2



1 7860,1 880,8 39,1 1 7928,4 1018,7 45,3 1 8128,6 1395,0 62,0

2 7927,7 863,8 38,4 2 8033,7 1022,5 45,4 2 8214,2 1434,0 63,7

3 7926,7 881,5 39,2 3 7923,5 990,0 44,0 3 8171,8 1450,0 64,4

4 7863,1 850,8 37,8 4 7993,2 1047,0 46,5 4 8172,2 1390,0 61,8

5 7921,1 867,0 38,5 5 8015,9 995,4 44,2 5 8221,9 1422,0 63,2


ANEXO K



BR0 M (g) F (kN) fci (MPa) BR1 M (g) F (kN) fci (MPa) BR2 M (g) F (kN) fci (MPa)

1 8239,8 971,5 43,2

1 8405,4 1286,0 57,2

1 8448,7 1484,0 66,0

2 8182,0 969,4 43,1

2 8213,9 1374,0 61,1

2 8394,5 1644,0 73,1

3 8119,4 942,9 41,9

3 8267,2 1310,0 58,2

3 8478,7 1485,0 66,0

média 8180,4 961,3 42,7

média 8295,5 1323,3 58,8

média 8440,6 1537,7 68,3


1 8170,6 955,2 42,5

1 8237,0 1364,0 60,6

1 8373,1 1511,0 67,2

2 8142,6 947,5 42,1

2 8157,5 1356,0 60,3

2 8393,7 1531,0 68,0

3 8087,2 989,0 44,0

3 8173,8 1288,0 57,2

3 8385,8 1583,0 70,4

média 8133,5 963,9 42,8

média 8189,4 1336,0 59,4

média 8384,2 1541,7 68,5


1 8099,1 893,1 39,7

1 8207,3 1243,0 55,2

1 8335,2 1483,0 65,9

2 8073,2 967,1 43,0

2 8074,9 1177,0 52,3

2 8192,0 1553,0 69,0

3 8061,7 957,9 42,6

3 8087,4 1187,0 52,8

3 8132,0 1501,0 66,7

média 8078,0 939,4 41,7

média 8123,2 1202,3 53,4

média 8219,7 1512,3 67,2


1 7891,4 942,5 41,9

1 8105,0 1223,0 54,4

1 8221,0 1461,0 64,9

2 8043,0 934,8 41,5

2 7968,5 1217,0 54,1

2 8193,3 1512,0 67,2

3 7975,0 945,3 42,0

3 8053,4 1164,0 51,7

3 8269,8 1406,0 62,5

média 7969,8 940,9 41,8

média 8042,3 1201,3 53,4

média 8228,0 1459,7 64,9


1 7865,1 921,0 40,9

1 8050,1 1146,0 50,9

1 8178,9 1428,0 63,5

2 7816,0 889,1 39,5

2 7900,0 1008,0 44,8

2 8101,7 1325,0 58,9

3 7939,9 902,5 40,1

3 8008,9 1048,0 46,6

3 8273,8 1471,0 65,4

média 7873,7 904,2 40,2

média 7986,3 1067,3 47,4

média 8184,8 1408,0 62,6

ANEXO K

K.5

COMPORTAMENTO DOS PROVETES À COMPRESSÃO AOS 28 DIAS

BR0

Cubo 1 Cubo 2 Cubo 3 Cubo 4 Cubo 5

B0,10


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão 0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO K


B0,30


B0,50


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO K

K.7

B0,100


BR1


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

20

40

60

80

100

120

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO K


B1,10


B1,30


0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO K

K.9

B1,50


B1,100

Cubo 1 Cubo 2 Cubo 3 Cubo 5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO K


BR2


B2,10


0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO K

K.11

B2,30


B2,50


0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

80

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO K


B2,100


0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

0

10

20

30

40

50

60

70

Res

istê

nci

a à

com

pre

ssão

(M

Pa)

Extensão

ANEXO L

L.1

ANEXO L VELOCIDADE DE PROPAGAÇÃO DE ULTRA-SONS

ANEXO L

L.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

BR0 ti1 (µs) ti2 (µs) νi (km/s) BR1 ti1 (µs) ti2 (µs) νi (km/s) BR2 ti1 (µs) ti2 (µs) νi (km/s)

1 34 33 4,5 1 31 33 4,7 1 25 29 5,6

2 33 32 4,6 2 29 29 5,2 2 27 29 5,4

3 33 33 4,5 3 27 29 5,4 3 25 27 5,8

4 32 33 4,6 4 28 32 5,0 4 27 26 5,7

5 33 32 4,6 5 28 30 5,2 5 26 25 5,9

média 33 33 4,6 média 29 31 5,1 média 26 27 5,6

B0,10 ti1 (µs) ti2 (µs) νi (km/s) B1,10 ti1 (µs) ti2 (µs) νi (km/s) B2,10 ti1 (µs) ti2 (µs) νi (km/s)

1 32 33 4,6 1 30 32 4,8 1 28 29 5,3

2 32 32 4,7 2 33 31 4,7 2 30 30 5,0

3 35 34 4,3 3 33 32 4,6 3 30 30 5,0

4 33 31 4,7 4 31 30 4,9 4 30 30 5,0

5 32 32 4,7 5 32 32 4,7 5 30 30 5,0



1 30 31 4,9 1 31 31 4,8 1 30 30 5,0

2 31 32 4,8 2 32 33 4,6 2 29 30 5,1

3 33 35 4,4 3 33 32 4,6 3 30 30 5,0

4 33 32 4,6 4 32 32 4,7 4 30 31 4,9

5 33 33 4,5 5 31 31 4,8 5 29 28 5,3



1 32 33 4,6 1 34 34 4,4 1 33 30 4,8

2 35 34 4,3 2 32 33 4,6 2 31 31 4,8

3 34 36 4,3 3 33 34 4,5 3 32 32 4,7

4 35 35 4,3 4 30 32 4,8 4 32 32 4,7

5 31 30 4,9 5 31 30 4,9 5 31 32 4,8



1 32 32 4,7 1 31 33 4,7 1 31 31 4,8

2 34 34 4,4 2 31 35 4,5 2 34 32 4,5

3 33 35 4,4 3 33 31 4,7 3 30 30 5,0

4 32 32 4,7 4 31 31 4,8 4 32 31 4,8

5 32 33 4,6 5 30 30 5,0 5 33 33 4,5


ANEXO M

M.1

ANEXO M RESISTÊNCIA À TRACÇÃO POR COMPRESSÃO DIAMETRAL

ANEXO M

M.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

BR0 M (g) L (mm) Fi (kN) fct i (MPa)

BR1 M (g) L (mm) Fi (kN) fct i

(MPa) BR2 M (g) L (mm) Fi (kN)

fct i

(MPa)

1 12699,3 298,0 181,4 2,6

1 12876,0 296,0 248,6 3,6

1 13060,8 297,0 274,7 3,9

2 12600,0 297,0 236,1 3,4

2 12820,0 296,0 248,6 3,6

2 13039,2 297,0 350,0 5,0

3 12682,9 299,0 198,3 2,8

3 13100,0 300,0 280,1 4,0

3 13152,8 297,0

média 12660,7 205,3 2,9

média 12932,0 259,1 3,7

média 13084,3 312,4 4,5

B0,10 M (g) L (mm) Fi (kN) fct i (MPa)

B1,10 M (g) L (mm) Fi (kN) fct i

(MPa) B2,10 M (g) L (mm) Fi (kN)

fct i

(MPa) 1 12622,6 295,0 194,6 2,8

1 12844,3 298,0 252,4 3,6

1 12260,9 282,0 348,5 5,2

2 12503,7 296,0 199,5 2,9

2 12693,3 299,0 213,2 3,0

2 12572,1 289,0

3 12815,6 300,0 223,5 3,2

3 12889,1 300,0 251,1 3,6

3 13160,0 300,0 220,1 3,1

média 12647,3 205,9 2,9

média 12808,9 238,9 3,4

média 12664,3 284,3 4,2




fct i

(MPa) 1 12474,8 296,0 160,0 2,3

1 12692,4 296,0 235,5 3,4

1 12822,0 295,0 308,3 4,4

2 12045,8 289,0 229,4 3,4

2 12563,3 296,0 214,6 3,1

2 12927,1 298,0 283,8 4,0

3 12743,6 300,0 177,8 2,5

3 12896,9 300,0 241,3 3,4

3 13087,8 300,0 354,2 5,0

média 12421,4 189,1 2,7

média 12717,5 230,5 3,3

média 12945,6 315,4 4,5




fct i

(MPa)

1 12512,0 298,0 181,6 2,6

1 12414,3 292 207,2 3,0

1 12854,2 297,0 282,0 4,0

2 12471,5 297,0 177,8 2,5

2 12573,0 296 214,2 3,1

2 12725,1 295,0 252,2 3,6

3 12549,6 300,0 194,4 2,8

3 12513,8 295 225,0 3,2

3 13007,9 300,0 246,9 3,5

média 12511,0 184,6 2,6

média 12500,4 215,5 3,1

média 12862,4 260,4 3,7



(MPa) B2,100 M (g) L (mm) Fi (kN)

fct i

(MPa)

1 12100,5 296,0 132,4 1,9

1 12335,1 297,0 172,1 2,5

1 12792,0 299,0 228,4 3,2

2 12122,9 296,0 154,4 2,2

2 12232,3 297,0 212,9 3,0

2 12608,3 296,0 215,7 3,1

3 12449,6 300,0 232,0 3,3

3 12546,5 300,0 246,2 3,5

3 12980,5 300,0 268,4 3,8

média 12224,3 172,9 2,5

média 12371,3 210,4 3,0

média 12793,6 237,5 3,4

ANEXO N

N.1

ANEXO N MÓDULO DE ELASTICIDADE DOS BETÕES

ANEXO N

N.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

BR0 Cilindro 1

Ciclo

Base de medida 1 Base de medida 2

∆bases Ԑ média Força mínima (kN)

Força máxima (kN)

Ϭ min (MPa) Ϭ max (MPa)

Ec (GPa) Ԑ inicial Ԑ fc/3 Ԑ inicial Ԑ fc/3

% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 25,915 317,070 24,563 315,944 -0,08 291,3 17,600 209,540 0,996 11,858 37,29

2 30,648 321,352 29,296 320,676 -0,23 291,0 17,650 209,530 0,999 11,857 37,32

3 32,901 322,028 31,549 322,704 -0,70 290,1 17,600 209,510 0,996 11,856 37,44

4 34,479 325,408 33,352 325,859 -0,54 291,7 17,590 209,510 0,995 11,856 37,23

5 36,282 323,606 35,380 325,634 -1,02 288,8 17,580 209,510 0,995 11,856 37,61

6 36,732 328,338 35,831 329,690 -0,77 292,7 17,580 209,500 0,995 11,855 37,10

BR0 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 24,113 312,113 26,366 331,268 -5,87 296,5 17,51 209,46 0,991 11,853 36,64

2 27,493 312,789 30,648 338,028 -7,74 296,3 17,52 209,43 0,991 11,851 36,65

3 28,169 312,338 34,479 339,831 -7,45 294,8 17,53 209,42 0,992 11,851 36,85

4 28,169 312,563 36,056 342,310 -7,69 295,3 17,52 209,47 0,991 11,854 36,78

5 29,070 311,887 38,986 342,310 -7,25 293,1 17,50 209,42 0,990 11,851 37,06

6 28,169 311,887 36,958 344,113 -8,26 295,4 17,50 209,41 0,990 11,850 36,77

B0,10 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 31,549 365,514 26,140 364,613 1,35 336,2 16,083 210,279 0,910 11,899 32,68

2 41,013 354,247 35,605 357,177 2,66 317,4 18,423 204,092 1,043 11,549 34,62

3 38,985 354,472 32,450 360,331 3,93 321,7 16,265 205,219 0,920 11,613 34,16

4 39,661 358,979 36,957 365,965 3,03 324,2 18,310 205,904 1,036 11,652 33,90

5 37,858 360,782 34,478 367,993 3,28 328,2 16,151 207,450 0,914 11,739 33,48

6 39,661 363,036 38,309 371,824 3,14 328,4 16,515 208,511 0,935 11,799 33,46

B0,10 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 22,986 317,741 22,535 305,347 4,05 288,8 15,171 207,613 0,859 11,749 37,71

2 24,788 310,755 24,338 295,431 5,20 278,5 15,832 203,577 0,896 11,520 39,10

3 31,549 325,177 29,971 308,501 5,14 286,1 16,515 209,576 0,935 11,860 38,07

4 29,971 307,825 24,112 297,910 1,46 275,8 15,536 204,537 0,879 11,574 39,48

5 34,478 322,248 35,154 308,727 4,93 280,7 20,166 209,227 1,141 11,840 38,80

6 31,323 321,346 32,225 306,248 5,52 282,0 17,515 209,358 0,991 11,847 38,61

ANEXO N

N.3

B0,30 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 24,338 281,009 28,619 301,741 6,41 264,9 16,902 185,199 0,956 10,480 35,95

2 30,422 285,516 35,380 307,375 6,63 263,5 17,266 186,515 0,977 10,555 36,14

3 36,506 286,643 38,985 306,473 6,94 258,8 20,799 185,134 1,177 10,476 36,80

4 30,873 296,107 36,506 318,867 6,46 273,8 15,764 189,933 0,892 10,748 34,78

5 41,915 292,276 41,915 313,459 8,46 261,0 21,160 187,567 1,197 10,614 36,50

6 34,478 294,530 35,830 312,107 6,24 268,2 15,718 187,216 0,889 10,594 35,51

NOTA: O cilindro 2 do betão B0,30 danificou-se durante o ensaio;

B0,50 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 17,352 301,296 33,803 319,549 0,63 284,8 15,468 183,006 0,875 10,356 33,28

2 28,845 321,127 43,493 329,014 2,31 288,9 17,969 188,093 1,017 10,644 32,82

3 29,296 315,493 39,887 318,648 2,60 282,5 15,125 181,536 0,856 10,273 33,56

4 32,451 323,831 41,239 325,634 2,40 287,9 15,331 186,909 0,868 10,577 32,93

5 39,211 325,634 48,000 322,930 4,01 280,7 18,468 185,156 1,045 10,478 33,78

6 41,014 321,803 46,873 317,296 3,69 275,6 18,015 182,436 1,019 10,324 34,40

B0,50 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 22,761 290,253 31,099 310,761 4,55 273,6 15,969 187,170 0,904 10,592 35,41

2 23,662 293,183 34,254 315,718 4,43 275,5 15,057 188,874 0,852 10,688 35,17

3 27,493 294,084 41,915 316,394 2,96 270,5 17,606 188,918 0,996 10,691 35,81

4 21,408 292,507 36,056 316,845 3,57 275,9 14,874 188,962 0,842 10,693 35,11

5 31,775 294,310 52,282 321,352 2,49 265,8 21,070 188,343 1,192 10,658 36,45

6 27,268 280,338 48,000 306,930 2,32 256,0 19,126 181,351 1,082 10,262 37,84

B0,100 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 -35,605 333,064 -32,675 328,332 0,61 296,6 20,392 193,830 1,154 10,969 33,09

2 -38,985 336,670 -36,957 328,783 1,97 294,8 15,627 193,852 0,884 10,970 33,30

3 -46,196 337,797 -45,295 328,557 2,86 287,4 18,400 191,816 1,041 10,855 34,15

4 -46,196 342,980 -44,844 333,966 2,58 293,0 17,447 193,698 0,987 10,961 33,50

5 -48,901 339,825 -46,872 328,783 3,10 286,4 16,493 190,568 0,933 10,784 34,27

6 -45,295 335,543 -46,647 327,205 3,34 285,4 16,697 190,043 0,945 10,754 34,39

ANEXO N


B0,100 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 35,380 356,275 35,154 355,148 0,28 320,4 19,171 189,123 1,085 10,702 30,01

2 50,027 367,092 52,957 367,092 0,92 315,6 19,307 193,523 1,093 10,951 30,47

3 54,760 357,627 57,013 357,402 0,82 301,6 21,363 187,961 1,209 10,636 31,88

4 44,168 359,205 46,422 361,233 0,07 314,9 14,988 187,633 0,848 10,618 30,54

5 50,027 366,416 52,506 368,219 0,21 316,1 16,925 191,137 0,958 10,816 30,43

6 47,548 371,374 50,253 374,528 0,14 324,1 15,308 193,151 0,866 10,930 29,68

BR1 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 17,352 326,980 34,704 364,613 6,55 319,8 20,957 262,788 1,186 14,871 42,80

2 20,281 325,628 39,211 359,430 4,87 312,8 20,550 257,703 1,163 14,583 43,75

3 20,281 333,064 36,056 366,416 5,62 321,6 17,288 261,310 0,978 14,787 42,56

4 25,239 342,078 43,492 373,402 4,13 323,4 21,701 266,355 1,228 15,073 42,32

5 20,957 338,247 36,056 370,247 5,33 325,7 16,219 261,180 0,918 14,780 42,01

BR1 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 17,352 322,248 13,746 315,713 0,96 303,4 14,806 259,897 0,838 14,707 45,71

2 20,732 319,994 20,056 317,065 0,75 298,1 15,809 257,703 0,895 14,583 46,52

3 23,211 322,022 22,986 320,445 0,45 298,1 16,151 258,681 0,914 14,638 46,52

4 24,788 330,360 25,915 332,839 0,44 306,2 15,946 263,919 0,902 14,935 45,29

5 27,492 326,304 28,619 330,586 1,06 300,4 18,808 260,310 1,064 14,731 46,17

B1,10 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 26,592 354,479 17,803 340,732 1,51 325,4 16,720 264,376 0,946 14,961 43,07

2 33,127 345,014 23,437 334,197 0,36 311,3 18,990 258,094 1,075 14,605 45,02

3 29,296 350,197 20,732 339,606 0,63 319,9 16,197 259,919 0,917 14,708 43,81

4 34,479 355,831 27,493 349,746 0,28 321,8 18,559 264,745 1,050 14,982 43,55

5 42,592 353,352 34,028 345,465 0,22 311,1 21,633 260,832 1,224 14,760 45,05

6 37,859 354,704 29,296 348,620 0,78 318,1 19,804 263,897 1,121 14,934 44,06

ANEXO N

N.5

B1,10 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 36,732 347,944 20,282 333,070 0,51 312,0 21,408 260,071 1,211 14,717 43,29

2 31,549 344,789 16,225 327,211 0,72 312,1 15,627 258,029 0,884 14,601 43,27

3 34,479 350,648 17,127 335,549 0,71 317,3 16,219 263,419 0,918 14,906 42,56

4 41,239 345,690 22,986 331,718 1,41 306,6 20,708 258,029 1,172 14,601 44,05

5 35,831 345,915 18,479 333,296 1,53 312,5 16,060 258,094 0,909 14,605 43,22

6 35,380 350,873 18,479 338,028 1,29 317,5 15,103 260,680 0,855 14,751 42,53

B1,30 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 27,268 382,422 19,831 360,789 4,00 348,1 16,584 251,797 0,938 14,249 38,24

2 33,577 381,746 24,789 360,789 3,50 342,1 15,422 247,130 0,873 13,985 38,91

3 41,690 380,620 32,225 361,014 2,99 333,9 19,284 247,759 1,091 14,020 39,87

4 44,169 381,296 33,577 362,141 2,54 332,8 19,985 245,415 1,131 13,888 39,99

5 42,817 386,028 34,254 366,648 3,15 337,8 18,695 245,481 1,058 13,891 39,40

6 48,225 392,338 38,085 374,310 2,29 340,2 20,144 252,795 1,140 14,305 39,13

B1,30 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 30,423 392,113 23,211 366,873 4,98 352,7 18,468 248,389 1,045 14,056 36,89

2 46,197 400,901 34,479 373,859 4,32 347,0 15,422 250,364 0,873 14,168 37,49

3 56,789 400,225 41,915 371,606 4,00 336,6 21,092 245,155 1,194 13,873 38,66

4 52,507 404,282 38,761 375,887 4,16 344,5 15,239 246,826 0,862 13,968 37,77

5 60,845 402,479 44,169 372,056 4,02 334,8 16,811 243,180 0,951 13,761 38,87

6 73,465 411,493 51,831 381,746 2,40 334,0 21,318 248,063 1,206 14,038 38,96

B1,50 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 34,896 351,241 29,694 354,349 2,63 320,5 20,821 233,999 1,178 13,242 37,64

2 34,040 355,432 28,803 357,712 2,34 325,2 14,966 232,153 0,847 13,137 37,10

3 38,410 349,486 38,846 357,571 2,46 314,9 14,829 229,547 0,839 12,990 38,31

4 48,139 360,528 48,139 370,474 3,18 317,4 20,415 235,497 1,155 13,326 38,01

ANEXO N


B1,50 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 22,761 346,591 31,099 363,944 2,78 328,3 18,196 234,020 1,030 13,243 37,20

2 28,394 348,845 36,732 363,718 2,04 323,7 20,008 233,620 1,132 13,220 37,73

3 30,197 356,507 38,535 369,803 1,52 328,8 18,060 237,443 1,022 13,437 37,15

4 26,592 353,577 33,127 366,197 1,86 330,0 16,470 234,109 0,932 13,248 37,01

5 27,944 350,873 33,803 362,366 1,74 325,7 16,493 232,133 0,933 13,136 37,49

6 31,324 353,803 35,606 363,718 1,75 325,3 17,674 231,444 1,000 13,097 37,54

B1,100 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 36,732 340,050 31,549 345,459 3,49 308,6 21,408 221,854 1,211 12,554 36,75

2 48,224 351,092 27,267 354,698 8,11 315,1 17,266 225,245 0,977 12,746 35,99

3 56,788 347,712 34,028 351,318 9,06 304,1 17,833 219,810 1,009 12,439 37,30

4 62,647 359,655 39,211 361,458 8,50 309,6 20,979 225,528 1,187 12,762 36,63

5 58,365 350,867 32,901 351,768 9,01 305,7 16,720 219,375 0,946 12,414 37,11

6 58,365 350,867 32,901 351,768 9,01 305,7 16,720 219,375 0,946 12,414 37,11

NOTA: O cilindro 2 do betão B1,100 danificou-se durante o ensaio;

BR2 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 24,788 394,810 13,296 347,937 9,56 352,3 13,823 308,207 0,782 17,441 47,28

2 38,985 354,022 24,112 311,431 8,80 301,2 11,529 271,014 0,652 15,336 55,31

3 38,535 404,500 24,338 359,655 8,37 350,6 9,362 311,114 0,530 17,605 47,51

4 41,013 404,049 25,915 359,881 8,01 348,5 10,217 306,146 0,578 17,324 47,80

5 42,591 414,190 26,366 370,697 7,34 358,0 8,390 315,608 0,475 17,860 46,54

6 46,196 434,696 29,070 390,528 6,96 375,0 10,470 329,709 0,592 18,658 44,43

BR2 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 17,352 322,248 13,746 315,713 0,96 303,4 14,806 259,897 0,838 14,707 45,71

2 20,732 319,994 20,056 317,065 0,75 298,1 15,809 257,703 0,895 14,583 46,52

3 23,211 322,022 22,986 320,445 0,45 298,1 16,151 258,681 0,914 14,638 46,52

4 24,788 330,360 25,915 332,839 0,44 306,2 15,946 263,919 0,902 14,935 45,29

5 27,492 326,304 28,619 330,586 1,06 300,4 18,808 260,310 1,064 14,731 46,17

ANEXO N

N.7

B2,10 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 24,338 366,867 19,831 382,641 5,92 352,7 17,470 314,650 0,989 17,806 47,68

2 30,422 358,979 26,140 375,430 6,31 338,9 22,197 308,184 1,256 17,440 49,62

3 32,450 365,064 25,239 381,289 7,05 344,3 18,627 310,337 1,054 17,561 48,84

4 26,816 367,092 21,408 383,768 6,49 351,3 15,582 311,336 0,882 17,618 47,87

5 29,746 367,092 23,662 383,768 6,75 348,7 15,536 311,336 0,879 17,618 48,22

6 27,943 363,712 22,309 380,838 6,78 347,1 15,582 308,207 0,882 17,441 48,44

B2,10 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 21,633 388,275 25,915 379,937 3,44 360,3 18,695 309,493 1,058 17,514 45,67

2 31,098 393,458 33,802 383,993 3,36 356,3 17,720 310,581 1,003 17,575 46,19

3 36,056 395,711 40,337 384,444 4,32 351,9 21,273 308,140 1,204 17,437 46,77

4 31,549 399,317 35,380 387,824 4,17 360,1 16,538 310,559 0,936 17,574 45,70

5 30,422 398,866 36,506 386,697 4,95 359,3 15,034 308,295 0,851 17,446 45,80

6 31,774 404,950 37,858 390,753 5,43 363,0 16,493 313,671 0,933 17,750 45,33

B2,30 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 17,352 381,740 24,338 412,838 6,62 376,4 18,423 320,048 1,043 18,111 45,34

2 16,225 379,261 26,140 412,387 6,39 374,6 17,016 319,378 0,963 18,073 45,56

3 15,324 375,204 24,338 407,880 6,57 371,7 15,627 315,363 0,884 17,846 45,92

4 18,704 377,909 27,267 410,809 6,78 371,4 16,174 314,984 0,915 17,824 45,96

5 15,549 377,233 27,267 412,612 6,54 373,5 16,288 314,428 0,922 17,793 45,70

6 16,225 383,993 28,845 420,725 6,56 379,8 16,788 318,261 0,950 18,010 44,94

B2,30 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 24,563 393,908 25,690 417,570 6,10 380,6 19,284 319,847 1,091 18,100 44,69

2 30,422 395,260 31,098 420,499 6,73 377,1 21,227 320,025 1,201 18,110 45,10

3 25,915 396,838 27,492 423,880 6,87 383,7 17,992 320,137 1,018 18,116 44,33

4 22,535 391,880 24,563 420,049 7,08 382,4 15,399 315,586 0,871 17,858 44,48

5 23,887 393,458 27,943 423,429 7,01 382,5 15,468 315,942 0,875 17,879 44,46

6 30,647 397,965 34,478 428,161 7,18 380,5 19,352 318,909 1,095 18,047 44,70

ANEXO N


B2,50 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 24,112 393,458 23,662 384,894 2,20 365,3 16,788 309,138 0,950 17,494 45,29

2 24,112 392,782 22,760 386,472 1,34 366,2 15,513 311,781 0,878 17,643 45,18

3 29,521 393,683 27,492 385,796 1,61 361,2 18,786 307,941 1,063 17,426 45,80

4 32,675 399,993 30,647 391,655 1,72 364,2 15,946 310,270 0,902 17,558 45,43

5 32,225 400,218 32,450 393,458 1,90 364,5 21,295 310,914 1,205 17,594 45,39

6 40,337 402,246 38,084 394,134 1,62 359,0 20,008 308,894 1,132 17,480 46,09

B2,50 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 12,845 411,485 22,760 445,738 6,11 410,8 14,966 308,695 0,847 17,469 40,46

2 20,281 415,992 34,929 448,217 4,44 404,5 20,550 309,027 1,163 17,487 41,09

3 20,957 417,570 36,732 450,020 4,20 405,0 18,287 307,785 1,035 17,417 41,05

4 20,507 418,922 36,732 450,245 3,79 406,0 19,307 308,340 1,093 17,448 40,94

5 21,633 422,077 38,760 454,302 3,77 408,0 18,060 310,537 1,022 17,573 40,74

6 27,718 422,978 47,323 455,428 3,25 401,7 21,611 306,544 1,223 17,347 41,38

B2,100 Cilindro 1

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 22,535 382,641 29,070 399,091 2,75 365,1 19,261 304,397 1,090 17,225 44,20

2 31,999 388,500 38,760 402,697 2,09 360,2 20,889 306,035 1,182 17,318 44,79

3 30,422 390,979 36,281 404,274 2,06 364,3 18,786 305,947 1,063 17,313 44,29

4 29,746 393,007 35,605 406,302 2,05 367,0 16,652 306,301 0,942 17,333 43,97

5 36,056 394,810 42,140 407,880 1,95 362,2 21,881 305,880 1,238 17,309 44,54

6 34,704 391,880 39,887 403,598 1,83 360,4 18,944 304,021 1,072 17,204 44,77

B2,100 Cilindro 2

Ciclo



Força máxima (kN)



% x10-6 % x10-6 % x10-6 % x10-6 % % x10-6

1 31,774 442,583 24,338 406,528 6,97 396,5 19,804 306,212 1,121 17,328 40,88

2 34,704 445,288 31,549 411,936 7,35 395,5 20,189 306,456 1,142 17,342 40,98

3 29,070 449,119 26,366 415,542 7,35 404,6 15,262 308,606 0,864 17,464 40,06

4 38,985 443,260 36,732 411,260 7,36 389,4 21,092 303,778 1,194 17,190 41,62

5 39,436 443,485 38,084 411,711 7,53 388,8 21,182 304,065 1,199 17,207 41,68

6 37,408 448,217 36,281 418,471 6,97 396,5 19,714 307,652 1,116 17,410 40,88

ANEXO O

O.1

ANEXO O RESISTÊNCIA AO DESGASTE

ANEXO O

O.2 Pedro Sousa de Brito Pereira

Betão Amostra Amostra



BR0 I II

BR1 I II

BR2 I II

Ponto Inicial Final Inicial Final



1 48,23 44,97 48,23 44,18

1 49,06 46,43 47,32 44,65

1 48,71 46,10 47,80 44,87

2 48,46 44,69 48,27 45,12

2 48,84 45,85 47,44 44,61

2 48,76 46,11 47,97 45,37

3 48,42 44,24 48,29 44,47

3 48,51 45,50 47,89 44,60

3 48,64 46,35 48,06 45,40

4 48,33 44,56 48,55 44,31

4 49,04 47,71 47,75 44,46

4 48,57 46,07 47,73 44,88

5 48,33 44,50 48,70 44,41

5 48,67 46,02 47,97 44,62

5 48,75 46,09 47,99 45,12

6 48,90 44,33 48,43 44,93

6 48,73 46,00 47,74 44,67

6 49,16 46,11 48,18 45,64

7 48,28 44,38 48,52 45,17

7 48,97 46,03 48,54 44,43

7 48,51 46,95 47,71 45,32

8 48,33 44,20 48,70 44,53

8 48,62 45,95 47,98 44,41

8 48,33 46,01 47,96 45,17

9 48,26 44,13 48,63 44,74

9 48,67 45,63 47,69 44,44

9 48,38 45,99 48,29 45,17

Massa 550,90 514,30 523,00 495,70

Massa 573,80 536,80 562,20 525,41

Massa 573,70 544,80 566,30 533,70

∆l 3,95 mm 3,83 mm

∆l 2,67 mm 3,27 mm

∆l 2,45 mm 2,75 mm

∆M 36,6 g 27,3 g

∆M 37,0 g 36,8 g

∆M 28,9 g 32,6 g

∆l total 3,89 mm Desv. Pad. 0,08



∆M total 32,0 g

∆M total 36,9 g

∆M total 30,8 g




B0,10 I II

B1,10 I II

B2,10 I II




1 48,60 44,15 48,42 45,38

1 48,61 45,05 47,89 44,57

1 48,27 45,05 48,39 45,63

2 48,92 44,20 48,42 45,50

2 48,55 45,65 48,20 44,56

2 48,15 44,94 48,32 45,23

3 48,96 44,16 48,57 45,03

3 48,33 45,75 48,11 44,50

3 48,26 44,92 48,48 45,03

4 48,37 44,40 48,10 45,37

4 48,73 45,40 47,89 44,55

4 48,24 45,04 48,33 45,72

5 48,70 44,16 48,66 45,37

5 48,52 45,12 48,08 44,67

5 48,48 44,95 48,37 45,12

6 48,84 44,28 48,58 45,28

6 48,30 45,85 48,21 44,76

6 48,37 44,96 48,41 44,89

7 48,45 44,19 47,76 45,35

7 48,49 45,57 47,77 44,58

7 48,19 44,98 48,22 45,63

8 48,45 44,12 48,33 45,20

8 48,33 45,17 48,10 44,96

8 48,47 45,03 48,21 45,22

9 46,67 44,22 48,31 45,08

9 48,80 45,05 48,06 44,50

9 48,54 45,03 48,30 45,23

Massa 546,10 508,80 535,50 493,70

Massa 548,10 512,60 550,70 512,30

Massa 568,70 530,00 567,00 531,60

∆l 4,23 mm 3,07 mm

∆l 3,12 mm 3,41 mm

∆l 3,34 mm 3,04 mm

∆M 37,3 g 41,8 g

∆M 35,5 g 38,4 g

∆M 38,7 g 35,4 g




∆M total 39,6 g

∆M total 37,0 g

∆M total 37,1 g

ANEXO O

O.3




B0,30 I II

B1,30 I II

B2,30 I II




1 48,39 44,29 48,39 43,79

1 48,00 43,62 48,66 45,18

1 48,53 44,89 48,06 44,69

2 48,46 44,05 48,32 43,56

2 48,08 43,72 48,46 45,49

2 48,63 45,00 48,03 44,62

3 48,31 44,00 48,26 43,59

3 47,91 44,07 48,48 44,90

3 48,77 44,85 48,27 44,26

4 48,28 44,16 48,57 43,94

4 48,01 44,06 48,52 45,19

4 48,20 45,36 48,05 45,09

5 48,32 44,10 48,38 43,96

5 47,94 44,05 48,70 44,97

5 48,75 45,00 48,34 44,52

6 48,35 44,06 48,37 43,59

6 47,97 44,07 48,52 45,21

6 48,70 45,03 48,39 44,32

7 48,27 44,16 48,39 43,94

7 48,31 44,41 48,54 45,19

7 48,15 45,33 48,25 45,17

8 48,18 44,40 48,44 43,90

8 47,95 44,32 48,47 44,83

8 48,43 45,17 48,37 44,59

9 48,06 43,95 48,39 43,77

9 47,92 44,16 48,40 44,98

9 48,33 45,06 48,44 44,47

Massa 512,10 467,50 525,60 477,60

Massa 544,60 498,70 555,30 515,80

Massa 556,70 519,40 563,30 520,80

∆l 4,16 mm 4,61 mm

∆l 3,96 mm 3,43 mm

∆l 3,42 mm 3,61 mm

∆M 44,6 g 48,0 g

∆M 45,9 g 39,5 g

∆M 37,3 g 42,5 g




∆M total 46,3 g

∆M total 42,7 g

∆M total 39,9 g




B0,50 I II

B1,50 I II

B2,50 I II




1 48,24 43,80 48,60 43,53

1 48,08 43,65 48,19 44,72

1 47,99 44,24 48,44 45,35

2 48,07 43,50 48,16 43,83

2 47,91 43,34 48,47 44,88

2 48,06 44,11 48,91 45,03

3 48,17 43,72 48,00 44,21

3 47,82 43,09 48,87 44,94

3 48,21 44,33 48,98 44,80

4 48,62 43,64 48,72 44,05

4 47,82 43,62 48,57 44,98

4 47,74 44,21 48,61 45,47

5 48,69 43,86 48,25 43,67

5 47,72 43,69 48,89 45,00

5 48,19 44,02 48,42 45,07

6 48,35 43,73 48,10 44,07

6 47,89 43,26 48,84 45,15

6 48,45 44,08 48,88 44,98

7 48,70 43,78 48,50 43,78

7 47,76 44,40 48,71 45,03

7 47,77 43,97 48,97 45,47

8 48,71 43,89 48,40 44,06

8 47,71 44,49 48,80 45,15

8 47,84 44,05 48,47 45,07

9 48,57 43,68 48,13 43,81

9 47,70 43,65 49,04 44,96

9 47,77 44,28 48,68 44,91

Massa 540,90 488,50 535,00 486,70

Massa 537,80 490,60 553,20 511,05

Massa 561,40 516,70 581,30 538,80

∆l 4,72 mm 4,43 mm

∆l 4,14 mm 3,73 mm

∆l 3,86 mm 3,58 mm

∆M 52,4 g 48,3 g

∆M 47,2 g 42,2 g

∆M 44,7 g 42,5 g




∆M total 50,4 g

∆M total 44,7 g

∆M total 43,6 g

ANEXO O

O.4 Pedro Sousa de Brito Pereira




B0,100 I II

B1,100 I II

B2,100 I II




1 48,34 43,44 48,18 43,60

1 48,20 43,79 48,17 44,57

1 48,40 44,38 48,15 44,24

2 48,48 43,43 48,27 43,39

2 48,03 43,68 48,29 44,32

2 48,32 44,24 48,07 44,28

3 48,24 43,58 48,13 43,11

3 48,04 43,67 48,43 44,24

3 48,35 44,23 47,95 44,01

4 48,53 43,74 48,22 43,80

4 48,46 44,00 48,77 44,59

4 48,68 44,91 48,35 44,46

5 49,07 43,71 48,35 43,95

5 48,07 43,73 48,78 44,65

5 48,39 44,73 48,42 44,33

6 48,40 43,71 48,12 43,37

6 48,06 44,10 48,66 44,64

6 48,23 44,39 48,25 44,38

7 48,62 43,75 48,20 43,97

7 48,38 43,93 48,43 44,62

7 48,56 44,93 48,46 44,31

8 48,31 43,79 48,39 43,49

8 48,40 44,25 48,48 44,72

8 48,41 44,64 48,42 44,20

9 48,20 43,89 48,54 43,71

9 47,93 43,90 48,81 44,47

9 48,27 44,45 48,49 44,29

Massa 521,90 473,00 533,10 484,40

Massa 531,50 532,70 532,70 489,80

Massa 540,60 498,34 538,50 493,90

∆l 4,79 mm 4,67 mm

∆l 4,28 mm 4,00 mm

∆l 3,86 mm 4,01 mm

∆M 48,9 g 48,7 g

∆M -1,2 g 42,9 g

∆M 42,3 g 44,6 g




∆M total 48,8 g

∆M total 20,9 g

∆M total 43,4 g

ANEXO O

O.5

técnico lisboa - influência de superplastificantes pedro ... · ii pedro sousa de brito pereira...

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