Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das lamas de corte da indústria do mármore Ricardo Filipe Barbosa Rodrigues Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia civil Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito Júri Presidente: Prof. Dr. Fernando Manuel Fernandes Simões Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito Vogal: Prof. Dr. João Carlos de Oliveira Fernandes de Almeida Novembro 2014
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Desempenho mecânico de betões com incorporação de
agregados muito finos provenientes das lamas de corte da
indústria do mármore
Ricardo Filipe Barbosa Rodrigues
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia civil
Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito
Júri
Presidente: Prof. Dr. Fernando Manuel Fernandes Simões
Orientador: Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito
Vogal: Prof. Dr. João Carlos de Oliveira Fernandes de Almeida
Novembro 2014
i
Resumo A problemática existente no campo da exploração de recursos naturais é um tema emergente nas
últimas décadas e exige cada vez mais atenção, existindo cada vez mais organizações e países que
procuram sensibilizar e alertar a população para os problemas originados pela exploração
ininterrupta destes recursos. Todos os anos são produzidos nos concelhos de Estremoz, Borba e
Vila-Viçosa grandes quantidades de resíduos, avaliados em cerca de 80 a 90% da rocha extraída.
A construção civil é tida como um dos maiores consumidores de recursos naturais, gerando uma
quantidade elevada de resíduos. É portanto cada vez mais importante procurar soluções para o
consumo destes desperdícios de forma a satisfazer a procura crescente dos mesmos e a reduzir o
seu impacte ambiental. Justifica-se assim a utilização destes resíduos originados nas escombreiras
de mármore na produção de betões estruturais. Para que esta alternativa seja validada no setor da
construção civil, é necessário assegurar a qualidade e segurança dos betões produzidos com lamas
provenientes da indústria de corte do mármore e conhecer o seu comportamento e desempenho.
Na presente investigação, procurou-se avaliar o desempenho mecânico de betões com diferentes
taxas de incorporação de lamas provenientes da indústria de corte de mármore, assim como a
incorporação de adjuvantes do tipo plastificante sobre os mesmos. Para estudar e validar a
utilização destes resíduos, foram realizados ensaios ao betão, quer no estado fresco, quer no estado
endurecido. No estado fresco, foram realizados os ensaios de trabalhabilidade e massa volúmica,
enquanto que para avaliar as suas propriedades no estado endurecido, foram realizados os ensaios
de resistência à compressão, resistência à tração por compressão diametral, módulo de
elasticidade, velocidade de propagação de ultra-sons e resistência ao desgaste por abrasão.
Para realização da campanha experimental, foram ensaiados provetes cúbicos e cilíndricos de
doze tipologias de betão, que se podem agrupar em três famílias, sendo a primeira sem
incorporação de adjuvantes, a segunda com incorporação de plastificante corrente e uma terceira
com incorporação de superplastificante de alto desempenho. Em todas as famílias, foram
utilizadas taxas de substituição de 0, 5, 10 e 20%.
Com a presente investigação, concluiu-se que a incorporação de lamas provenientes do corte do
mármore em betões convencionais até taxas de 10% originam resultados bastante satisfatórios,
validando a utilização destes betões na construção civil, embora o seu desempenho seja, de modo
geral, inferior ao do betão de referência. Relativamente ao uso de superplastificantes, observou-
se que estes permitiram melhorar o desempenho mecânico dos betões produzidos quando
comparados com o betão de referência, sem adição de adjuvantes.
Palavras-chave: lamas de corte de mármore; betão; desempenho mecânico; superplastificantes.
ii
Abstract The existing problem in the natural resources exploitation field is an emerging theme in the last
decades and requires increasingly greater attention, with a growing number of organizations and
countries that seek to draw awareness and alert the population to the problems originated from
the uninterrupted exploitation of these resources. Every year large amounts of wastes are
produced in the regions of Estremoz, Borba and Vila-Viçosa, evaluated in about 80 to 90% of the
extracted rock. The civil construction is one of the largest consumers of natural resources,
generating large amounts of waste. It is therefore increasingly important to seek solutions for the
consumption of these wastes in order to satisfy their increasing extraction and to reduce the
resulting environmental impacts. The use of these wastes originated from the marble dumps in
the production of structural concrete is therefore justified. In order for this alternative to be
validated in the civil construction sector, it is necessary to ensure the quality and safety of concrete
made with sludge from the marble extraction industry and to know their behaviour and
performance.
In this present investigation, it was sought to evaluate the mechanical performance of concrete
made with various incorporation ratios of sludge from the marble extraction industry as well as
with incorporation of plasticizers. To study and validate the utilization of these wastes, tests were
made on concrete, both in the fresh state and the hardened state. In the fresh state, workability
and bulk density tests were made, while to evaluate the properties in the hardened state,
A presente dissertação é o resultado de vários meses de trabalho, que culminaram com a redação
da mesma. Durante este processo existiram várias pessoas e entidades que estiveram envolvidas,
cujo apoio e incentivo foi um ponto importante que me permitiu ultrapassar os vários obstáculos
e dificuldades que foram encontrados. Não quero, portanto, deixar de lhes exprimir o meu
agradecimento.
Ao Professor Doutor Jorge de Brito, orientador científico desta dissertação, agradeço o voto de
confiança prestado e expresso o meu profundo agradecimento, não só pela simpatia,
disponibilidade e exigência que prestou a este trabalho, mas também pelas ideias e rigor que
trouxe á dissertação e que certamente contribuíram para o rigor e qualidade da mesma.
Aos meus pais e a toda a minha família, pelo incentivo, preocupação, carinho e esforço que
demonstraram ao longo de toda a minha vida e do meu percurso escolar e que certamente
contribuíram para enfrentar e superar as dificuldades sentidas.
À minha prima Cristina, pela revisão atenta da dissertação.
Aos meus colegas do IST, Jorge Pontes, Diogo Pedro e, especialmente, ao Manuel Sardinha por
toda a ajuda prestada durante a atividade experimental.
Aos técnicos do Laboratório de Construção do IST, em particular aos senhores Leonel Silva, João
Lopes e Pedro Costa pela ajuda durante o trabalho.
Às empresas Grupo Soarvamil, Cimpor, Sika, Solubema e Secil, pela cedência dos materiais
necessários para a realização deste estudo.
Aos Engenheiros Luís Evangelista, Diogo Costa da Silva e Filipe Gameiro pela ajuda no trabalho
realizado.
À Tânia Brito pelo constante apoio e compreensão e também pela motivação e ajuda nos
momentos mais difíceis.
Aos meus amigos Manuel Sardinha, Rui Sousa Braga, Diogo Bernardo, Luís Campos, Jorge
Matias, Vasco Neves, David Lourenço, Tomás Costa, Teresa Lima, João Barroso, João Carvalho,
Ricardo Nogueira, Manuel Marques, Marta Carrilho, Patrícia Nobre, Inês Figueiredo, Inês Lage,
Francisco Martinho, Diogo Silva, Filipe Gameiro, Diogo Rego, Carlos Lagareiro, Victor
Gonçalves, André David, Duarte Santos e aos restantes amigos e colegas que me acompanharam
durante o meu percurso académico.
Por fim, a todos aqueles que, de forma direta ou indireta, contribuíram para o sucesso do meu
percurso escolar.
iv
Índice Resumo ........................................................................................................................................... i
Abstract ......................................................................................................................................... ii
Agradecimentos ............................................................................................................................ iii
Abreviaturas ................................................................................................................................ xii
2.2.3) Resíduos com efeito de fíler Um fíler pode ser definido como “um material finamente moído, com a mesma finura do cimento
Portland, cujas propriedades físicas têm um efeito benéfico sobre as propriedades do betão
(trabalhabilidade, densidade, segregação, permeabilidade, capilaridade, exsudação ou tendência
à fissuração) ” (Almeida, 2004).
Gonçalves (2010) afirma que é necessário diferenciar um agregado fíler de uma adição fíler. Desta
forma, classifica agregados fíleres como sendo “partículas finas, que apresentam diâmetro médio
entre 50 e 150 m, e contribuem, principalmente, para o preenchimento dos vazios deixados pela
descontinuidade da curva granulométrica do agregado miúdo, ou seja, preenchimento dos vazios
deixados pelo desajuste e desarrumação dos agregados” e uma adição fíler como “partículas muito
finas ou moídas, que apresentam um diâmetro médio inferior a 50 m e que contribuem,
principalmente, para um melhoramento da matriz cimentícia, para um maior preenchimento dos
vazios deixados pelos produtos de hidratação do cimento ou pela não hidratação do cimento”.
Embora no passado se designasse um filer como sendo “inerte” ou “sem atividade”, a constante
evolução da sua aplicação e os resultados de investigações recentes na área da tecnologia do betão
retiram o sentido desta nomenclatura. Nos dias correntes, o pó de quarzo e pó de pedra são alguns
dos fíleres com maior utilização (Almeida, 2004).
Os fíleres devem, preferencialmente, ser constituídos por partículas esféricas, de forma a
conferirem ao betão efeitos benéficos em termos de trabalhabilidade e de preenchimento de
vazios, permitindo desta forma um aumento da densidade e valores de resistência à compressão
superiores (Almeida, 2004).
Capítulo 2 - Estado de arte
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A incorporação de fíleres confere aos betões, no estado fresco, um aumento da coesão, diminuição
da segregação, minimização da exsudação, podendo ou não aumentar o consumo de água
(Gonçalves, 2010).
Gonçalves (2010) afirma que os fíleres possuem uma maior influência nas propriedades
mecânicas do betão nas idades iniciais, uma vez que estes se encontram difundidos em toda a
mistura e também pelo facto de apresentarem uma elevada finura, o que permite aumentar o
processo de hidratação do cimento e também a quantidade de produtos hidratados. Em idades
mais avançadas, não se observam ganhos de resistência devido à inexistência de atividade
química.
2.2.4) Resíduos com efeito pozolânico Relativamente à definição de atividade pozolânica, existem diversas designações, dentro das
quais:
“adição com capacidade para reagir com o hidróxido de cálcio na presença de água em
temperaturas ambientes e habilidade para formar produtos hidratados com propriedades
aglomerantes, referindo ainda que as mesmas podem conter componentes inertes sem
atividade pozolânica e prejudiciais, contendo substâncias nocivas” (Gonçalves, 2010);
“materiais naturais ou artificiais, siliciosos e aluminosos que, por si só, não possuem
poder aglomerante mas que, em presença de água à temperatura ambiente, reagem com
hidróxido de cálcio, dando compostos de poder aglomerante” (Almeida, 2004).
As pozolanas podem ser distinguidas em naturais ou artificiais. Gonçalves (2010) cita Metha e
Monteiro (2006), que referem que os materiais considerados naturais podem sofrer algum
processo, como britagem, moagem ou classificação de tamanho, com o objetivo de produzir uma
pozolana.
Um tipo de adições naturais são os materiais de origem piroclástica, formados a partir de erupções
vulcânicas, cujo resfriamento brusco do magma dá origem a minúsculas partículas vitrificadas
bastante reativas.
Por sua vez, os subprodutos industriais ou adições artificiais são gerados através de processos
industriais, que alteram a estrutura cristalina das partículas devido à temperatura, causando um
rearranjo de forma a que estas fiquem instáveis energeticamente.
Nos dias correntes, as pozolanas mais utilizadas são a cinza volante, a escória de alto-forno, a
sílica ativa e a cinza de casca de arroz. Algumas das menos utilizadas ou conhecidas são a escória
de aciaria finamente moída, bem como a escória de cobre (Gonçalves, 2010).
Gonçalves (2010) afirma ainda que a influência da sílica ativa na resistência dos betões até aos 7
dias de idade se deve provavelmente à sua elevada finura, contribuindo para um melhor rearranjo
das moléculas e que, a partir desta idade, a resistência à compressão se deve principalmente ao
efeito da reação pozolânica, uma vez que o arranjo das moléculas e a zona de transição
permanecem invariáveis.
2.3) Processo extrativo do mármore Do ponto de vista geológico, um mármore é definido como uma rocha metamórfica
essencialmente constituída por calcite e/ou dolomite com uma textura granoblástica. Os mármores
derivam de rochas carbonatadas sedimentares que perderam as suas características originais e
cujos carbonatos recristalizaram através do metamorfismo. Apresenta-se em seguida a descrição
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
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do Anticlinal de Estremoz, local de onde se recolheram os mármores utilizados na presente
dissertação e também os principais processos de exploração e extração de mármore.
2.3.1) Anticlinal de Estremoz Em Portugal, a exploração de mármore provém do tempo dos Romanos, facto esse comprovado
pela existência de vestígios existentes da atividade extrativa desse povo, em Vila Viçosa. Um
exemplo disto são as bases e os capitéis das colunas do Templo de Diana em Évora. O
desenvolvimento e a consolidação da indústria das rochas ornamentais em Portugal deu-se, numa
primeira fase, segundo dois vetores locacionais: Pêro Pinheiro, o primeiro pólo da atividade
extrativa, existindo em seguida uma especialização na atividade de transformação da pedra, com
reconhecimento do Anticlinal de Estremoz-Borba-Vila Viçosa como, ainda hoje, o grande centro
da atividade extrativa de mármores (Guerreiro, 2000)
Este Anticlinal situa-se no Alentejo, no distrito de Évora, e possui uma forma elíptica com cerca
de 40 km no eixo maior e 7 km no eixo menor. Está orientado segundo NW-SE, começando em
Sousel e acabando no Alandroal, conforme se pode observar na Figura 2.2. Na indústria extrativa,
a área produtiva é designada por Zona dos Mármores e corresponde a aproximadamente metade
da área do anticlinal. A idade deste anticlinal permanece uma incógnita, uma vez que não parece
existir um consenso comum, mas Ribeiro (2011) refere que a origem mais provável deste
complexo é o Ordovício Superior.
Figura 2.2 - Localização do Anticlinal de Estremoz-Borba-Vila Viçosa (Guerreiro, 2000)
De acordo com Carvalhosa et al. (1987), o Anticlinal de Estremoz surgiu devido à atuação de
duas fases de dobramentos, seguidas de ações de cisalhamento, devido à Orogenia Hercínica. Isto
levou a que todo o maciço sofresse, além dos desdobramentos, uma intensa compartimentação.
No que concerne à litologia do maciço, este é essencialmente constituído pela Formação de Xistos
de Mares, formado por xistos negros, chertes e grauvaques, seguindo-se a Formação Domomítica
de Estremoz, do Câmbrico Inferior e, por fim, uma camada superior designada por Complexo
Vulcano-sedimentar de Estremoz, que corresponde à unidade produtiva dos mármores (Ribeiro,
2011).
Capítulo 2 - Estado de arte
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2.3.2) Exploração e produção da matéria-prima Devido a fatores ligados à natureza do depósito, à legislação em vigor ou a razões de ordem
operativa, entre outros, as explorações podem ser desenvolvidas à superfície ou subterrânea
(Almeida, 2004), conforme se ilustra na Figura 2.3.
Figura 2.3 - Exploração de rochas ornamentais à superfície e subterrânea (Almeida, 2004)
No Anticlinal de Estremoz, existem aproximadamente 370 pedreiras. No entanto, apenas cerca de
200 se encontram em atividade. Estas unidades extrativas encontram-se espalhadas pelos vários
núcleos de exploração, apresentando profundidades entre 15 e 50 m, existindo no entanto algumas
explorações a profundidades mais elevadas, sendo a mais profunda a cerca de 110 m (Guerreiro,
2000). Em termos de rendimento, as explorações a céu aberto podem variar entre 5% e 25%,
raramente ultrapassando este valor, e o número médio de trabalhadores ronda 7 a 10 homens, com
uma produção anual na ordem de 800 a 1000 m3.
Ribeiro (2011) estudou volumes máximos de matéria-prima, peso e tempo de vida das
escombreiras pertencentes aos sectores das zonas atrás referidas, chegando aos resultados
mostrados na Tabela 2.9.
Tabela 2.9 - Volumes máximos de matéria-prima, peso e tempo de vida das principais escombreiras do Anticlinal de Estremoz (Ribeiro, 2011)
Sector Volume (m3) Peso (ton) Tempo de vida (anos)
Estremoz 464,229.00 1,253,419.00 12
Borba 665,751.00 1,797,528.00 18
Vila Viçosa 2,509,617.00 6,775,965.00 67
Almeida (2004) cita Soares (1997), referindo que o tipo de exploração mais praticado a nível
nacional é a extração à superfície, sendo que o ciclo de produção de pedreiras engloba as seguintes
tarefas, ilustradas de forma sequencial: remoção dos terrenos de cobertura, abertura de primeiro
ou novo piso, corte de bancadas, derrube, transporte, elevação e esquadrejamento.
Almeida (2004) refere também que o sucesso da exploração subterrânea de mármores no
estrangeiro, nomeadamente em Itália, levou a um crescente interesse na adoção dessa via de
exploração, justificada pela dificuldade em aceder a largas reservas de mármores por exploração
à superfície.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
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2.3.3) Extração da matéria-prima Neste subcapítulo, pretende-se dar a conhecer as várias fases de extração a céu aberto de rochas
ornamentais, desde a sua preparação até ao seu transporte, bem como as diversas operações
incluídas em cada uma.
Guerreiro (2000) ilustra, na sua dissertação de mestrado, as várias fases da extração a céu aberto
de rochas ornamentais no Anticlinal de Estremoz, referindo também que a altura das bancadas
neste processo é variável, não devendo, no entanto, ir além de 6 m de altura. No entanto, a altura
das bancadas é uma função direta das características da jazida, podendo estas ser divididas em
bancadas baixas e bancadas altas (Menezes, 2005).
As várias fases de extração de rochas ornamentais estão ilustradas na Figura 2.4, e, em seguida,
mostra-se uma descrição sumária de cada uma destas atividades (Guerreiro, 2000).
Figura 2.4 - Várias fases de extração a céu aberto de rochas ornamentais (Guerreiro, 2000)
1. Preparação
1.1. Decapagem - Desmontagem e remoção da terra superficial que cobre total ou
parcialmente a massa mineral, de modo a aceder à mesma;
Capítulo 2 - Estado de arte
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1.2. Desmontes das “cabeças” ou lápias - Corte e desmonte das cabeças de mármore que
foram destapadas, de modo a criar um piso de trabalho regular;
1.3. Abertura de caixas e canais - Permite a criação de duas faces livres para o desmontes
da rochas, enquanto a realização de canais perpendiculares entre si origina uma terceira
face livre e define a massa a desmontar. Estas explorações permitem iniciar a exploração
de um novo piso.
2. Desmonte
2.1. Perfuração - Realização de furos horizontais e verticais que delimitam a massa a
desmontar e as respetivas talhadas de rocha;
2.2. Corte - Corte da rocha para individualizar as talhadas;
2.3. Derrube - Depois de individualizadas, as talhadas de rocha são derrubadas para cima de
uma “cama” feita de terras, escombros e/ou pneus;
2.4. Esquartejamento - Divisão da talhada derrubada em blocos de dimensões transportáveis,
quando a fracturação existente não é suficiente para tal.
3. Remoção e transporte
3.1. Remoção dos blocos comercializáveis - Carregamento e transporte dos blocos com
qualidade ornamental e com dimensões comercializáveis para o parque de blocos da
pedreira;
3.2. Remoção de escombros - Carregamento e transporte de escombros da zona da frente da
pedreira até à escombreira.
2.4) Propriedades mecânicas de betões produzidos a partir de resíduos
provenientes da indústria do mármore no estado fresco
2.4.1) Massa volúmica A massa volúmica de um betão mede a concentração de massa num determinado volume deste e
é uma das principais análises realizadas ao betão no estado fresco e é uma propriedade intrínseca
do mesmo, dependendo do seu grau de compactação e será tanto maior ou menor consoante as
massas volúmicas dos materiais que o constituem sejam maiores ou menores, respetivamente.
Topçu et al. (2000) estudaram o comportamento de betões auto-compactáveis, nos quais
efetuaram substituições graduais de 0, 50, 100, 150, 200, 250 e 300 kg/m3 dos materiais
aglutinantes dos mesmos (cinzas) por pó de mármore. Deste estudo concluíram, como se pode
verificar na Figura 2.5, que o peso próprio do betão diminui com a incorporação gradual de pó de
mármore, e que tal acontecia devido ao facto de a massa volúmica deste ser inferior à do ligante
substituído.
Figura 2.5 - Variação da massa volúmica com a substituição de pó de mármore (Topçu, 2009)
2280
2300
2320
2340
2360
2380
2400
0 50 100 150 200 250 300
Mas
sa v
olú
mic
a (k
g/m
3)
Pó de mármore (kg/m3)
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
17
Almeida (2004) concluiu, no seu estudo referente à substituição de areia e cimento por resíduos
de rochas carbonatadas em betões, que existe uma tendência decrescente dos valores das massas
volúmicas saturada e seca, conforme é aumentado o teor de resíduos incorporado nos mesmos.
Demirel (2010) efetuou um estudo relativamente ao efeito da substituição de areia fina, de
dimensões inferiores a 25 mm, por resíduos de pó de mármore nas proporções de 0, 25, 50 e 100%
em peso em betões estruturais, concluindo que existia um aumento da massa volúmica dos
mesmos com o aumento da taxa de substituição (Figura 2.6), referindo que estes resultados se
devem à elevada densidade do pó de mármore e ao efeito de filer do mesmo.
Figura 2.6 - Variação da massa volúmica em função da taxa de substituição de areias finas (Demirel, 2010)
Hebhoub et al. (2011) estudaram a introdução em betões de resíduos de mármore branco (areias
e britas) provenientes da escombreira de Fil-Fila, em substituição de areias e britas naturais, com
patamares de 25, 50, 75 e 100%. No que concerne à análise da massa volúmica, concluíram que
esta não se altera significativamente com o grau de substituição, existindo variações reduzidas da
mesma, conforme se pode analisar na Figura 2.7. O motivo pelo qual isto acontece, de acordo
com os autores, é o facto de a massa volúmica do betão ser uma função da densidade inicial dos
materiais, das proporções da mistura, da água inicial e final e também do grau de hidratação.
Figura 2.7 - Variação da massa volúmica em função da taxa e tipo de substituição (Hebhoub, 2011)
Também Binici et al. (2007), no estudo previamente descrito no subcapítulo 2.2.1 da presente
dissertação, concluiu que, com o aumento da taxa de substituição, ocorria uma diminuição do
2230
2240
2250
2260
2270
2280
2290
2300
2310
0 25 50 75 100
Mas
sa v
olú
mic
a (k
g/m
3)
Taxa de substituição (%)
2,3
2,35
2,4
2,45
2,5
2,55
2,6
0 25 50 75 100
Mas
sa v
olú
mic
a (k
g/d
m3
)
Taxa de substituição (%)
Substituição de finos
Substituição de grossos
Substituição de ambos
Capítulo 2 - Estado de arte
18
valor da massa volúmica dos betões produzidos (Figura 2.8), sendo esta diminuição mais visível
na incorporação de pó de calcário, uma vez que este último era, dos dois, o que tinha uma menor
massa volúmica.
Figura 2.8 - Variação da massa volúmica em função da taxa de substituição (Binici et al., 2007)
2.4.2) Trabalhabilidade A trabalhabilidade de um betão define a capacidade e a facilidade com que um betão pode ser
moldado. As adições minerais exercem uma grande influência nestas propriedades devido às suas
características físicas e reatividade química. A elevada finura destas adições permite que, aquando
da sua adição no betão, se reduza o tamanho e o volume dos vazios (efeito de fíler), permitindo
uma melhoria na coesão e diminuindo a coesão e a exsudação, devido ao seu efeito pozolânico
(Gonçalves, 2010).
Binici et al. (2007), no estudo referido no capítulo 2.2.1, concluíram, relativamente ao efeito de
adições de pó de mármore e calcário na trabalhabilidade do betão, que os valores de abaixamento
diminuíam com o aumento da taxa de substituição e que esses mesmos valores eram idênticos
tanto para as substituições de pó de mármore, como para as de calcário. Os resultados referentes
a esta campanha podem ser observados na Figura 2.9.
Figura 2.9 - Abaixamento em função da taxa de substituição de pó de mármore e calcário (Binici et al., 2007)
No estudo efetuado por Hebhoub et al. (2011), referido no capítulo 2.4.1 da presente dissertação,
foi também analisada a trabalhabilidade dos betões em função das suas taxas de substituição. São
apresentados, na Figura 2.10, os resultados obtidos por estes autores.
2310
2315
2320
2325
2330
2335
2340
2345
0 5 10 15
Mas
sa v
olú
mic
a (k
g/m
3)
Taxa de substituição (%)
Pó de mármore Pó de calcário
70
80
90
100
110
120
130
0 2 4 6 8 10 12 14
Ab
aixam
ento
(cm
)
Taxa de substituição (%)
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
19
Figura 2.10 - Abaixamento em função das várias taxas de substituição (Hebhoub, 2011)
Dos resultados obtidos, os autores concluíram que a trabalhabilidade dos betões diminuía com o
aumento da taxa de substituição, defendendo que os fatores que mais contribuiriam para tal seriam
a forma dos agregados finos, a proporção de agregados finos e grossos, as características dos
materiais. Salientaram ainda que o parâmetro crítico na trabalhabilidade seria o facto de os
agregados naturais absorverem mais água do que os resíduos de mármore, pelo que seria
necessário corrigir a quantidade de água de amassadura.
2.5) Propriedades mecânicas dos betões produzidos a partir de resíduos
provenientes da indústria do mármore no estado endurecido O principal objetivo do presente subcapítulo é efetuar a recolha dos resultados das principais
investigações já realizadas no que refere ao efeito das adições de resíduos em betões
convencionais, com especial incidência nos resíduos de mármore.
2.5.1) Resistência à compressão Uma das propriedades mais importantes de um betão, a resistência à compressão desempenha um
papel fundamental na sua caracterização. Brito (2005) refere que a resistência à compressão de
um betão é tanto maior quanto menor for a taxa de substituição de agregados primários por
agregados reciclados e quanto mais a substituição incida sobre agregados grossos ao invés de
agregados finos, desde que a inclusão seja limitada.
Corinadelsi et al. (2010) concluíram que, em termos de comportamento mecânico, uma
substituição de 10% de areia por pó de mármore com adição de superplastificante originou valores
de resistência à compressão superiores para um mesmo grau de trabalhabilidade, relativamente
aos valores obtidos para a mistura de referência, aos 28 dias de cura. Este efeito foi ainda mais
evidente em idades de cura mais curtas, devido à contribuição positiva do efeito de fíler do pó de
mármore.
No ponto 2.2.1 da presente dissertação, foi apresentado o estudo realizado por Binici et al. (2007).
Dos resultados obtidos relativamente à adição de pó de mármore, os autores concluíram que
existiram melhorias significativas face ao betão de referência, obtendo valores de aumento de
resistência à compressão aos 28 dias, para betões com substituição de 15% de areia, de 24% face
ao betão de referência, sendo que foi também para estas adições que se obtiveram os maiores
valores de resistência à compressão no decorrer da sua campanha experimental aos 28, 90 e 360
0
2
4
6
8
0 25 50 75 100
Ab
aixam
ento
(cm
)
Taxa de substituição (%)
Substituição de finos
Substituição de grossos
Substituição de ambos
Capítulo 2 - Estado de arte
20
dias. Quanto à adição de pó de calcário, concluíram que os valores de resistência à compressão
obtidos não eram tão elevados quanto os obtidos para a adição de mármore, sendo mesmo
inferiores ao betão de referência aos 28 dias de idade. No entanto, aos 90 e 360 dias de idade,
obtiveram valores de resistência à compressão superiores ao betão de referência, produzindo
assim resultados satisfatórios. A análise dos resultados obtidos deste estudo pode ser feita na
Figura 2.11.
Figura 2.11 - Resistência à compressão em função da idade dos betões (Binici et al., 2007)
Topçu et al. (2000), no estudo referido no ponto 2.4.1 da presente dissertação, inferiram que a
resistência à compressão ótima destes betões, tanto no estado fresco como endurecido, ocorria
para adições de 200 kg/m3 de pó de mármore e que, para volumes muito elevados de pó de
mármore, existia uma perda de resistência à compressão devido à necessidade da presença de
material cimentício com capacidades de fíler (cinzas).
Almeida (2004) estudou o efeito da introdução de resíduos em betões, em detrimento dos
agregados finos deste (areias 1 e 2). Neste estudo, verificou que existia uma perda de resistência
à compressão a um ritmo aceitável e que esta perda se dava em valores da ordem de 4 MPa por
cada 100 kg de resíduo introduzido.
Ao analisar também a incorporação de agregados de mármore e granito, Binici et al. (2008)
concluiu que existiam melhorias significativas da resistência à compressão, em todas as idades de
cura (1, 7, 28, 90 e 365 dias) e que o valor mais elevado obtido foi para os betões com incorporação
de agregados de mármore, aos 365 dias, com um valor de 62,1 MPa.
Demirel (2010) avaliou o efeito de adições de pó de mármore em betões, em detrimento de areia
fina, com taxas de substituição de 0, 25, 50 e 100%. Deste estudo, verificou que, com o aumento
da substituição de areia por pó de mármore, existia um aumento da resistência à compressão,
salientando ainda que a contribuição do pó de mármore para a resistência à compressão diminuía
com o aumento da idade de cura do betão. Os resultados da sua campanha experimental podem
ser visualizados na Figura 2.12.
7 28 90 3600
10
20
30
40
50
60
70
Res
istê
nci
a à
com
pre
ssão
(M
Pa)
Idade (dias)
0% substituição
5% mármore
10% mármore
15% mármore
5% calcário
10% calcário
15% calcário
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
21
Figura 2.12 - Evolução da resistência à compressão com a taxa de substituição de pó de mármore (Demirel, 2010)
Ergün (2009) realizou um estudo sobre a incorporação de 5, 7.5 e 10% de pó de mármore em
betões em detrimento do peso de cimento. Chegou à conclusão de que a substituição parcial de
5% do peso de cimento por resíduos de pó de mármore, com adição de superplastificante,
conduzia, em relação ao betão de referência, aos maiores valores de resistência à compressão e
que este efeito era provocado, não só pelo efeito de preenchimento de vazios dos resíduos, que
reduzia a porosidade do betão, mas também pelas propriedades de aglutinação dos mesmos,
provocadas pela hidratação da calcite e do componente C3A, e pela baixa relação a/c devido à
adição de superplastificante. Nesse mesmo estudo, verificou que a resistência à compressão dos
betões com adição de pó de mármore variava, relativamente à do betão de referência, entre 1.11
a 0.95 aos 7 dias, 1.11 a 0.88 aos 28 dias e 1.12 a 0.86 aos 90 dias de idade, diminuindo com a
adição de pó de mármore. Segundo Ergün, esta perda de resistência deve-se à redução de material
cimentício no betão, reduzindo as reações pozolânicas no mesmo.
Valls et al. (2004) avaliaram as propriedades mecânicas de betões com substituições parciais de
2.5, 5 e 10% de cimento por lamas secas provenientes de uma estação de tratamento. O cimento
utilizado era do tipo CEM II/32,5-R e a caracterização mineralógica das lamas mostrou que os
materiais inorgânicos que constituíam as lamas eram quartzo e calcite. Após análise dos
resultados experimentais obtidos, concluíram que a presença de lama reduzia a resistência à
compressão e que esta redução aumentava como o aumento da taxa de substituição, afirmando
que uma taxa de substituição de 10% não deve ser utilizada uma vez que reduz significativamente
as propriedades mecânicas dos betões. No entanto os autores verificaram também que, ao
contrário do que sucede na maioria dos casos, a resistência à compressão em idades mais
avançadas se dava mais rapidamente para os betões com incorporação de lamas do que para o
betão de referência.
Demirel (2010) cita Türker et al. (2007) que constataram que a diminuição da resistência à
compressão de betões quando são realizadas substituições de cimento por pó de mármore pode
dever-se à diluição de C2S e de C3S, que são os principais constituintes do cimento e os que mais
contribuem para a sua resistência à compressão.
0
10
20
30
40
50
60
70
3 dias 7 dias 28 dias 90 dias
Re
sist
ên
cia
à co
mp
ress
ão (
MP
a)
0 % substituição
25 % substituição
50 % substituição
100 % substituição
Capítulo 2 - Estado de arte
22
Aliabdo (2013), no estudo referido no ponto 2.2.2., obteve, para uma relação a/c de 0,50, reduções
do valor da resistência à compressão (Figura 2.13), para todos os graus de substituição efetuados,
afirmando também que a causa provável desta perda de resistência era a redução do material
cimentício (C2S e C3S).
Figura 2.13 - Resistência à compressão em função da taxa de substituição (Aliabdo, 2013)
2.5.2) Resistência à tração Apesar de não ser tão importante quanto a resistência à compressão, a resistência à tração de um
betão é um fator importante em fenómenos tais como a fendilhação, a colocação das armaduras e
verificação dos Estados Limite de Utilização.
Almeida (2004) realizou substituições de cimento e de areia, separadamente, por resíduos, em
patamares de 0, 20 e 40%, e estudou o comportamento dos betões face a estas alterações. Do seu
estudo, concluiu que a resistência à tração por compressão diametral diminuía com o aumento da
incorporação de resíduos, quer em detrimento de cimento, quer de areia, obtendo valores máximos
da ordem de 2,9 MPa e mínimos de cerca de 0,9 MPa.
No estudo realizado por Hebhoub et al. (2011), referido no capítulo 2.4.1, foram realizados
ensaios de resistência à tração aos 2, 14, 28 e 90 dias de idade, concluíram que, para os patamares
de substituição de 25, 50 e 75% de areias naturais por resíduos de pó de mármore, existiam
melhorias significativas da resistência à tração, especialmente aos 90 dias de idade. Quanto ao
patamar de substituição de 100%, concluiu-se que os resultados obtidos não eram satisfatórios.
Aliabdo (2013) concluiu que a utilização de pó de mármore, em substituição de cimento,
melhorava a resistência à tração, relativamente ao betão de referência, até valores de 15% de
substituição. Verificou, no entanto, que as substituições de 10% eram consideradas as ótimas,
onde se obtinham os valores mais elevados de resistência à tração por compressão diametral, com
valores de aproximadamente 4,8 MPa para uma relação a/c de 0,4 e valores de cerca de 5,5 MPa,
para uma relação a/c de 0,5.
Binici et al. (2008) verificou que a incorporação de agregados reciclados de mármore e a adição
de superplastificantes em betões asseguram valores de resistência à tração por compressão
diametral de cerca de 3 MPa, ligeiramente superiores aos do betão de referência, que eram de
aproximadamente 2,2 MPa.
20
25
30
35
40
45
50
55
0 2,5 5 7,5 10 12,5 15
Res
istê
nci
a à
com
pre
ssão
(M
Pa)
Percentagem de pó de mármore (%)
7 dias 28 dias 56 dias
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
23
Ergün (2009) obteve, no estudo descrito no ponto 2.5.1, decréscimos da resistência à tração dos
betões produzidos, através de ensaios de resistência à tração por flexão, face ao betão de
referência. Verificou também que a diminuição desta propriedade aumentava conforme a taxa de
substituição de pó de mármore por cimento aumentava.
2.5.3) Módulo de elasticidade De entre a pesquisa realizada, são conhecidos poucos estudos sobre a avaliação do módulo de
elasticidade em betões com incorporação de pó de mármore, sendo que a maioria dos estudos
apresentados neste subcapítulo incide em betões com substituições de agregados naturais por
agregados reciclados de outras origens.
Os estudos realizados até ao momento apontam para uma redução do módulo de elasticidade de
betões com agregados reciclados, quer finos, quer grossos, devido ao facto de as partículas
conterem argamassa com módulo de elasticidade inferior ao dos agregados naturais (Evangelista,
2007).
Evangelista (2007) mostra, na sua dissertação de mestrado, uma tendência aproximadamente
linear da diminuição do módulo de elasticidade dos betões com o aumento da taxa de substituição
de agregados finos naturais por agregados finos primários, existindo para uma substituição de
100%, uma diminuição do módulo de elasticidade de 18,5% face ao valor apresentado pelo betão
de referência. Evangelista justificou esta diminuição pela menor rigidez da pasta cimentícia, uma
vez que esta era mais porosa.
No seu estudo, Binici et al. (2008) obteve valores máximos do módulo de elasticidade de 39 GPa
para betões com incorporação de agregados reciclados de mármore e incorporação de
superplastificantes. Estes valores eram aproximadamente 79% maiores do que os correspondentes
aos dos betões de referência, 31,2 GPa.
Evangelista (2007) cita Merlet e Pimienta (1998), referindo que estes obtiveram reduções de 12
a 35% no módulo de elasticidade de betões com agregados finos reciclados, comparativamente a
um betão convencional.
A relação a/c influencia também esta característica dos betões. Leite (2001) mostra que o aumento
da relação a/c nos betões com incorporação de agregados reciclados provoca uma diminuição do
módulo de elasticidade dos mesmos.
Bacarji et al. (2012) efetuaram num estudo substituições de cimento por resíduos contendo
mármore e granito, em simultâneo, de três fábricas distintas em taxas de 5, 10 e 20% utilizando
relações a/c de 0,50 e 0,65. Concluíram que, aos 28 dias de idade para ambas as relações a/c,
existia uma redução significativa do módulo de elasticidade dos betões com o aumento da taxa de
incorporação de resíduos, independentemente da fábrica da qual estes foram recolhidos. Os
autores observaram também que os valores do módulo de elasticidade seriam tanto menores
quanto maior fosse a relação a/c.
2.5.4) Resistência ao desgaste por abrasão A resistência ao desgaste por abrasão é um fator muito importante na caracterização de um betão,
especialmente quando este se encontra com superfície desprotegida e sujeita a ações de erosão
contínua (Evangelista, 2007).
Capítulo 2 - Estado de arte
24
Binici et al. (2008) concluiu que betões com incorporação de agregados reciclados de mármore e
de superplastificantes, possuem perdas de massa de cerca de 1,3 gramas. Este valor é 2,2 vezes
inferior àquele obtido pelos betões de referência aos 365 dias de idade e esta diferença justifica-
se pela existência de uma estrutura mais densa da argamassa que constituía o betão com
incorporação de agregados de mármore.
Num estudo paralelo, Binici et al. (2007) verificou que a adição de pó de mármore e de calcário
em betão, em substituição de areia, melhora a resistência ao desgaste dos betões, especialmente
para substituições de areia por pó de mármore de 15%, concluindo que a resistência ao desgaste
aumenta conforme a quantidade de pó presente no betão aumenta, obtendo os resultados mais
satisfatórios para betões com este tipo de adições. No que diz respeito aos resultados obtidos para
adições de pó de calcário, obteve também melhorias na resistência à abrasão, face ao betão de
referência. No entanto, registou, para este caso, os valores mais elevados de resistência ao
desgaste para substituições com 10% de pó de calcário, verificando que a resistência ao desgaste
para este tipo de adições não aumenta com a quantidade de pó presente no betão. Por fim,
constatou que os aumentos relativos da resistência à abrasão para adições de pó de mármore eram
notórios entre adições, contrariamente ao verificado para adições de pó de calcário, em que as
mesmas não são tão notórias. Os resultados obtidos pelo autor encontram-se ilustrados na Figura
2.14.
Figura 2.14 - Perda de massa relativa ao betão de referência para as várias taxas de substituição (Binici et al., 2007)
Evangelista (2007) mostra que betões com substituições de 30% de agregados finos naturais por
agregados reciclados apresentam um aumento de 7% da redução de espessura, face aos valores
obtidos para o betão de referência e que esta tendência se inverte com substituições de 100%, para
as quais existe uma diminuição da variação face ao betão de referência de 20%.
Esta incoerência de valores é também verificada noutros estudos. Na sua dissertação de mestrado,
Pereira (2010) estudou a influência da incorporação de superplastificantes em betões com
agregados finos reciclados de betão, verificando que a resistência à abrasão dos betões sofre uma
redução, com ou sem adjuvante, que é tanto maior quanto maior é a quantidade de agregados
reciclados presentes na mistura, destacando os resultados obtidos para os betões sem qualquer
adição de adjuvante para os quais obteve resultados semelhantes aos obtidos por Evangelista.
28 90 360101520253035404550556065707580859095
100
Per
da
de
mas
sa r
elat
iva
(%)
Idade (dias)
0% substituição 5% substituição de mármore
10% substituição de mármore 15% substituição de mármore
5% substituição de calcário 10% substituição de calcário
15% substituição de calcário
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
25
2.5.5) Velocidade de propagação de ultra-sons O ensaio de ultra-sons consiste na determinação da velocidade de propagação de um impulso
ultra-sónico, entre dois pontos de medida. Através deste ensaio pretendem-se conhecer as
características mecânicas do betão, a sua homogeneidade e a presença de eventuais fissuras e
defeitos, com base na velocidade de propagação registada.
A velocidade de propagação de ultra-sons é utilizada para discutir a relação entre a resistência do
betão e a compacidade o mesmo, que é inversamente proporcional à sua porosidade (Topçu,
2009).
No seu estudo, Topçu (2009) conclui que a utilização de pó de mármore até 200 kg/m3, em
detrimento das cinzas de betões auto-compactáveis, conduzia a valores de porosidade mais
reduzidos, de 7 a 10% para incorporações de 0 e 200 kg/m3, respetivamente. Neste mesmo estudo,
obteve-se uma boa relação linear entre a velocidade de ultra-sons e a compacidade (R2=0,95).
Pereira (2010) obteve na sua dissertação uma correlação através de uma curva exponencial, entre
a velocidade de ultra-sons e a resistência à compressão aos 28 dias de R2=0,54, valor claramente
insatisfatório. Concluiu neste estudo que os erros associados pareciam estar relacionados com os
valores registados para o betão de referência, especialmente quando fabricados com adjuvantes,
para os quais existiam dispersões de valores bastante notórias. Sem a introdução de adjuvantes, a
relação possuíria um valor de R2 de 0,70, valor relativamente melhor.
Khatib (2005) estudou também os efeitos da incorporação de agregados finos reciclados
provenientes da demolição de estruturas em betões. Obteve, referente à velocidade de propagação
de ultra-sons, um coeficiente de correlação R2=0,96, valor bastante satisfatório. Concluiu também
que a velocidade de propagação de ultra-sons aumentava significativamente entre os dias 1 e 7, e
que este aumento abrandou entre os dias 7 e 90.
Demirel (2010), no estudo referido no ponto 2.4.1, concluiu que a velocidade de propagação de
ultra-sons aumentava com o aumento da taxa de substituição de pó de mármore em detrimento de
areias finas, associando estes factos ao efeito de fíler do pó de mármore na hidratação do cimento
e à redução que observou na porosidade dos betões analisados. Os resultados obtidos podem ser
visualizados na Figura 2.15.
Figura 2.15 -Velocidade de propagação de ultra-sons em função da taxa de substituição de areia fina por pó de
mármore (Demirel, 2010)
4,2
4,25
4,3
4,35
4,4
4,45
4,5
4,55
4,6
4,65
4,7
0 25 50 75 100
Vel
oci
dad
e d
e p
rop
agaç
ão d
e ult
ra-
sons
(km
/s)
Taxa de substituição (%)
Capítulo 2 - Estado de arte
26
Aliabdo (2013) refere que a utilização de pó de mármore em substituição, quer de cimento quer
de areia, tem um efeito quase insignificante no valor da velocidade de propagação de ultra-sons,
uma vez que depende fortemente da resistência à compressão do betão e que é proporcional à raiz
quarta da mesma. Neste estudo, o autor obteve uma boa relação linear entre estas propriedades,
para os dois tipos de substituição, que se pode visualizar na Figura 2.16 e na Figura 2.17.
Figura 2.16 - Relação entre a resistência à
compressão e a velocidade de propagação de ultra-sons para substituições de cimento (Aliabdo, 2013)
Figura 2.17 - Relação entre a resistência à
compressão e a velocidade de propagação de ultra-sons para substituições de areia (Aliabdo, 2013)
2.6) Adjuvantes do tipo plastificante para betão
2.6.1) Mecanismo de atuação Um adjuvante pode ser definido como uma substância utilizada em percentagem inferior a 5%
da massa de cimento, adicionada durante a amassadura, aos componentes normais das
argamassas e betões, com o fim de modificar certas propriedade destes materiais, quer no estado
fluido, quer no estado sólido, quer ainda no momento da passagem dum estado a outro (Coutinho,
1997).
Por sua vez, um plastificante é uma substância constituída por moléculas que compreendem uma
parte de tensão ativa, cujo efeito é baixar a tensão superficial da água na intersuperfície em que
está adsorvida, e outra parte hidrófoba... (Coutinho, 1997).
Segundo Collepardi (1998), os adjuvantes do tipo plastificante e superplastificante são utilizados
principalmente para: melhorar a trabalhabilidade dos betões, mantendo a sua composição química
inalterada; reduzir a relação a/c, melhorando a resistência e durabilidade para uma dada
trabalhabilidade. Collepardi refere ainda que um superplastificante é capaz de reduzir a água
necessária para manter a mesma trabalhabilidade em 20-30%, enquanto que um plastificante
apenas reduz essa quantidade em 5-12%.
Coutinho (1997) refere que as principais finalidades de um adjuvante do tipo plastificante são:
aumentar a tensão de rotura;
reduzir a dosagem a/c, sem alterar a tensão de rotura;
aumentar a trabalhabilidade, mantendo as dosagens de água e de cimento;
diminuir a permeabilidade.
Uma vez que o grupo hidrófilo é predominante, os plastificantes apresentam uma forte tendência
para serem absorvidos pelas partículas mais finas de agregado, e especialmente pelas de cimento.
Desta forma, as partículas de cimento adquirem um potencial elétrico, criando-se uma repulsão
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
27
eletrostática entre as mesmas. Este potencial faz com que os dipólos que constituem as moléculas
de água se orientem à roda das partículas, formando-se uma camada de moléculas de água que
impede a aproximação entre partículas, de onde surge o efeito dos adjuvantes. Devido a este
mecanismo, a água que separava os grãos de cimento, anteriormente à adição de adjuvante (Figura
2.18), fica livre entre as partículas dispersas. Por sua vez, a orientação das moléculas de água em
torno das partículas faz com que o atrito entre estas seja reduzido significativamente (Figura 2.19),
permitindo que não seja necessária a existência de camadas muito espessas de água para a redução
do mesmo levando, consequentemente, à aproximação das partículas (Figura 2.20) (Coutinho,
1997).
Figura 2.18 - Quando não há
plastificante, a quantidade de água necessária para a mobilidade das
partículas é grande (Coutinho, 1997)
Figura 2.19 - 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, 1997)
Figura 2.20 - As distâncias entre as partículas reduzem-se e a água em
excesso pode ser dispensada (Coutinho, 1997)
No que se refere aos superplastificantes, Pereira (2010) cita Coutinho (1997) quando os designa
como substâncias tensioactivas que se caracterizam por terem atividade superficial uma vez que
na sua composição química incluem grupos hidrófilos com afinidade para superfícies polares
que permitem a sua dissolução em água, bem como grupos não polares ou hidrofóbicos. Pereira
afirma ainda que existem diferentes bases químicas para superplastificantes, embora as mais
utilizadas sejam os derivados de melamina, os derivados de sulfonatados do naftaleno, os
linhosulfonatos modificados, ou ésteres policarboxílicos (ésteres de ácidos sulfónicos ou ésteres
de hidratos de carbono), dando especial relevância a estes últimos devido ao seu crescente uso
devido à grande flexibilidade que têm de modificar a sua estrutura, obtendo diversas propriedades
em termos de dispersão, manutenção de trabalhabilidade. Os ésteres policarboxílicos podem ainda
ser combinados com outros produtos de modo a obter efeitos que se verificam em outros
adjuvantes, tais como o efeito acelerador ou retardador de presa. Por fim, é mencionado que o uso
dos superplastificantes com base em linhosulfatos é cada vez menor, devido à combinação
química que se gera entre o aluminato tricálcico e o linhosulfonato de cálcio, uma vez que este
efeito é responsável pela anulação do potencial eléctrico que o adjuvante confere às partículas de
cimento.
O mecanismo de dispersão dos superplastificantes de última geração, os ésteres policarboxílicos,
é partibularmente eficaz devido a dois géneros de forças repulsivas entre as partículas de cimento,
São estas as repulsões eletrostáticas devido à presença da carga negativa originada pelo grupo
carboxílico e o efeito de repulsões estéricas, próprias das longas cadeiras poliméricas à superfície
do agregado (Pereira, 2010).
Cartuxo (2013) refere que o principal objetivo dos superplastificantes é a redução da relação a/c,
mantendo uma trabalhabilidade semelhante, o que irá aumentar a compacidade dos betões, ou o
aumento da trabalhabilidade, no caso de se queres fixar a relação a/c.
Capítulo 2 - Estado de arte
28
Al-Amoudi et al. (2006) mencionam que alguns superplastificantes são incompatíveis com o
cimento, levando a que se verifiquem tempos de presa superiores aos expectáveis, o que leva a
entradas de ar superiores ao normal, aumentando a porosidade global da pasta do betão. Os autores
referem ainda que a finura do cimento influencia a dosagem de superplastificante a aplicar, sendo
tanto maior quanto mais fino for o cimento.
Cartuxo (2013) cita Mehta e Monteiro (2006), definindo superplastificantes como redutores de
água de alta gama, por originarem reduções de água 3 a 4 vezes superiores à de um redutor de
água usual. Os mesmos adiantam ainda que estas substâncias são formadas por longas cadeiras
de moléculas tensioactivas, com elevado peso molecular e com um grande número de grupos
polarizados que, quando em contacto com o cimento e partículas mais finas dos agregados,
impõem uma forte carga negativa nas partículas do mesmo, diminuindo a tensão superficial da
água à volta destas partículas, causando uma dispersão das partículas e provocando um aumento
da fluidez da mistura. Este mecanismo de atuação está representado nas Figuras 2.21 e 2.22.
. Figura 2.21 - Adsorção superficial dos polímeros que
constituem os superplastificantes (Mehta e Monteiro, 2006)
Figura 2.22 - Mecanismo de repulsão electrostática
(Mehta e Monteiro, 2006)
Cartuxo (2010) refere que, ao contrário dos redutores de água normais, os superplastificantes não
causam exsudação nem aumentos no tempo de presa, devido à forma coloidal das longas cadeias
que os constituem, que obstruem a exsudação e previnem a segregação. Ocorre desta forma uma
melhor dispersão das partículas de cimento, facilitando a sua hidratação. É possível observar a
dispersão das partículas de cimento com e sem incorporação destas substâncias nas Figuras 2.23
e 2.24.
Figura 2.23 - Distribuição das partículas em betões
convencionais (Mehta e Monteiro, 2006)
Figura 2.24 - Distribuiçao das partículas em betões com incorporação de superplastificantes (Mehta e
Monteiro, 2006)
Coutinho (1997) refere que os principais objetivos da inclusão de um superplastificante em betões
são o aumento da tensão de rotura, a possibilidade de diminuição da dosagem de cimento
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
29
mantendo a resistência e a trabalhabilidade, o aumento da trabalhabilidade para as mesmas
dosagens de água e de cimento e a diminuição da permeabilidade. Coutinho e Gonçalves (1997)
referem também que a distinção entre plastificantes é feita pela sua origem definindo os
plastificantes como subprodutos industriais, ao contrário dos superplastificantes, que são
substâncias químicas produzidas especificamente para o fim a que se destinam.
2.6.2) Influência em betões Com 1% de adição de plastificante em relação ao peso de cimento, valor que se irá utilizar na
campanha experimental desta dissertação, conseguem-se aumentos na tensão de rotura à flexão
de cerca de 15%, e à compressão da ordem de 20%, reduzindo-se a água de amassadura em cerca
de 10% (Coutinho, 1997).
Para além de plastificantes, é possível incorporar também superplastificantes no betão. Estes
permitem reduzir a água de amassadura entre 30 e 40 litros por metro cúbico. O mecanismo da
sua acção é semelhante ao dos plastificantes, mas mais intenso e com duração muito inferior,
sendo que ao fim de meia hora a uma hora o seu efeito desaparece. Contudo, não existe problema
em adicioná-los novamente (Coutinho, 1997).
É importante, como se pode ver pela Figura 2.25, ao adicionar adjuvantes do tipo plastificante
em betões, ter em atenção a necessidade de efetuar a correcção da trabalhabilidade, ou relação
a/c, de forma a evitar resultados díspares, fazendo com que não existam melhorias do
comportamento mecânico dos betões. Este efeito é ainda mais sentido nos superplastificantes em
que a ausência de correcção de trabalhabilidade pode levar a diminuições da tensão de rotura à
compressão.
Pela análise da mesma figura pode tambem concluir-se que a eficácia dos superplastificantes é
tanto maior quanto maior for a dosagem de cimento do betão, uma vez que existirá um maior
número de partículas finas nas quais os superplastificantes irão atuar, aumentando o seu efeito
dispersor.
Coutinho (1997) refere ainda que as resistências dos betões evoluem de forma semelhante ao
longo do tempo, com e sem incorporação de superplastificantes nos mesmos.
Figura 2.25 - Importância da correção de trabalhabilidade em betões com incorporação de superplastificantes (à
esquerda) e plastificantes (à direita) (Coutinho, 1997)
Capítulo 2 - Estado de arte
30
No âmbito da sua dissertação de mestrado, Pereira (2010) verificou que a incorporação de
superplastificantes em betões leva ao aumento da sua resistência à compressão em todas as idades
dos ensaios (7, 28 e 56 dias). Nesse mesmo estudo, concluiu ainda que, apesar de os acréscimos
de resistência à compressão serem superiores para o betão de referência, o efeito dos
superplastificantes sobre a resistência à compressão de betões é pouco afetado pela taxa de
incorporação de agregados finos reciclados de betão, sendo que a menor eficácia dos adjuvantes
pode estar relacionada com o aumento da superfície específica dos agregados.
Cartuxo (2013), ao estudar a influência de superplastificantes em betões com agregados finos
reciclados de betão, observou, com base nos resultados obtidos da sua campanha experimental,
que adições de adjuvantes no valor de 1% da massa de cimento oferecem resultados bastante
satisfatórios no que se refere à sua resistência à compressão. Obteve, para betões com
incorporação de plastificantes de desempenho normal e superplastificantes de elevado
desempenho, betões com classes de resistência de C45/55 e C60/75, valor bastante superior à
classe inicialmente prevista, C25/30.
Aruntaş (2008) testou a influência de adições de superplastificantes (1, 1,5 e 2% do peso de
cimento) em betões com e sem fibras de aço. Neste estudo realizou ensaios de teste Vebê,
resistência à compressão e resistência à flexão, recorrendo a dois processos de cura dos provetes:
cura com imersão em água e cura ao ar livre. Relativamente aos resultados obtidos para os betões
sem fibras de aço, em termos de trabalhabilidade, verificou que, com o incremento da quantidade
de superplastificante, a duração do ensaio Vebê diminuiu, concluindo portanto que a
trabalhabilidade melhorava com a adição de superplastificante, face ao betão de referência, tal
como referido no subcapítulo referente ao ensaio de trabalhabilidade. Em termos de resistência à
compressão, obteve melhorias face ao betão de referência para adições de 1%, verificando que,
para as restantes taxas de incorporação, os valores de resistência diminuíam. Este comportamento
deve-se principalmente ao facto de o autor ter mantido fixa a relação a/c em 0,53, o que faz com
que não tenha sido efetuada a correção da relação a/c dos betões produzidos, levando à
consequente diminuição desta propriedade, conforme se ilustrou na Figura 2.25. Por fim,
verificou que a resistência à tração por flexão aumentava face ao betão de referência, com o
aumento da adição de superplastificante. Os valores obtidos relativamente à cura com imersão em
água podem ser consultados na Tabela 2.10.
Tabela 2.10 - Resultados obtidos por Aruntas (2008)
Cura com imersão em água
Superplastificante
(%)
Ensaio
Vebê
(seg)
Resistência à compressão
(MPa) Resistência à flexão (MPa)
28 dias 90 dias 180 dias 28 dias 90 dias 180 dias
0 10 313 355 383 5.9 6.3 -
1 7 359 391 411 5.4 7.2 -
1.5 6 373 384 403 5.3 7 -
2 5 333 370 383 5 6.8 -
Pereira (2010) realizou um estudo referente ao comportamento de betões com substituições
graduais de 10, 20, 30, 50 e 100% de agregados finos naturais por agregados finos reciclados de
betão e à influência de plastificantes e superplastificantes nos mesmos. Os resultados da sua
campanha experimental encontram-se ilustrados na Tabela 2.11.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
31
Tabela 2.11 - Resultados do ensaio de abaixamento (Pereira, 2010)
Através da análise dos resultados obtidos, Pereira constatou que a ação dos superplastificantes em
termos de baixar a relação a/c é menos eficiente em betões com agregados reciclados de betão do
que nos betões de referência, referindo que este fator se pode dever ao aumento da superfície
específica dos agregados finos reciclados, uma vez que o efeito fluidificante dos
superplastificantes está intrinsecamente ligado à sua capacidade de se distribuírem na superfície
dos agregados.
Aruntaş (2008), no estudo descrito no ponto 2.6.2, realizou também ensaios em termos de
trabalhabilidade aos betões produzidos utilizando o ensaio de abaixamento e mantendo a relação
a/c igual a 0,53. Concluiu, conforme se pode visualizar na Figura 2.26, que ocorrem aumentos de
abaixamento entre 192 e 292%, comparativamente ao betão de referência.
Figura 2.26 - Abaixamento em função da taxa de incorporação de superplastificante (Aruntas, 2008)
2.7) Outras aplicações dos agregados de mármore Foi referido que existe uma preocupação crescente em reduzir os impactes provocados pelos
resíduos provenientes do corte de mármore. Devido a isto, têm surgido cada vez mais campos de
aplicação deste material, para além do campo da construção, permitindo a sua reutilização.
Um destes campos é o dos cosméticos. Oliveira (2010) tentou demonstrar no seu estudo uma
forma de conciliar a alta taxa de produção de resíduos existentes no município de Cachoeiro de
Itapemirim em forma de lamas, cerca de 400 ton/ano, com o facto de o Brasil ocupar a terceira
posição a nível mundial no sector da higiene pessoal, concluindo que estes resíduos podem ser
aplicados em sabonetes após um simples tratamento de peneiramento, devido à baixa perda de
massa e alta estabilidade do produto final. O único senão era o facto de a utilização de resíduo
ficar limitada a 40% em massa, com tamanho da partícula de 0,053 mm para que não haja
irritabilidade dérmica.
60
80
100
120
140
160
180
200
0 0,5 1 1,5 2
Ab
aixam
ento
(cm
)
Taxa de incorporação (%)
Capítulo 2 - Estado de arte
32
No campo dos pavimentos, Karaşahin e Terzi (2007) avaliaram a utilização de pó de mármore
proveniente do processo de corte de blocos em misturas asfálticas, como um fíler. No seu estudo,
concluíram que, conforme o rácio fíler / betão da amostra que continha pó de calcário aumentava,
as deformações plásticas diminuíam até 7% desse rácio. Estes autores verificaram ainda o pó de
mármore e o pó de calcário apresentavam deformações plásticas semelhantes, concluindo que o
pó de mármore pode ser utilizado em betões asfálticos, recomendando o seu uso em estradas de
baixa intensidade de tráfego.
Gencel et al. (2011) estudaram a viabilidade de utilizar pó de mármore no fabrico de pavimentos
de blocos de betão e o seu efeito nas suas propriedades físicas e mecânicas utilizando dois tipos
de betões diferentes, com substituições de 10, 20, 30 e 40% face ao rácio a/c. Um dos betões era
constituído por cimento CEM II 32,5N e outro por cimento CEM II 42,5N a que deram o nome
de série A e B, respetivamente. Nesse estudo, concluíram que: a relação a/c aumentava com o
aumento da superfície específica; ambos os blocos ofereciam valores satisfatórios de resistência
à compressão aos 28 dias; a resistência à abrasão dos blocos é altamente influenciada pelo seu
teor em agregados de mármore, sendo o maior valor para blocos sem adição de mármore; a
incorporação de resíduos de mármore oferece aos betões utilizados em pavimentos qualidade
suficiente para a sua aplicação.
Aruntaş et al. (2010) investigaram a utilização de pó de mármore como aditivo na produção de
cimentos. Os cimentos de referência eram CEM I do tipo Portland e CEM II Portland compósito
com pozolanas e as adições de pó de mármore eram de 0, 2.5, 5, 7.5 e 10% do peso de cimento.
Deste estudo, concluíram que: é viável a utilização de 10% de resíduos de pó de mármore como
aditivo na produção de cimentos; a utilização de resíduos de pó de mármore não afeta o tempo de
cura dos cimentos; o custo de produção de cimentos pode ser diminuído com a incorporação de
10% de pó de mármore; a resistência à tração por flexão aos 90 dias com incorporação de pó de
mármore era inferior em todos os cimentos (cerca de 6 MPa), face ao cimento Portland (cerca de
6,8 MPa); a resistência à compressão de cimentos com incorporações de 2.5 e 5% de pó de
mármore apresentava valores de aproximadamente 55 MPa, ligeiramente superiores face à
resistência do cimento Portland, cujos valores eram ligeiramente superiores a 50 MPa.
2.8) Conclusões A recolha de informação realizada e a bibliografia disponível no que se refere à incorporação de
resíduos provenientes da indústria do mármore permitem confirmar a vasta aplicabilidade desta
matéria-prima e o seu potencial de reutilização. São apresentadas em seguida as principais
conclusões retiradas face à incorporação destes resíduos em betões convencionais.
2.8.1) Massa volúmica Observou-se que a massa volúmica não sofre alterações significativas com a substituição de
agregados naturais por resíduos de mármore, devido ao facto de as massas volúmicas de ambos
serem bastante próximas. Conclui-se também que esta propriedade tende a ser tanto maior ou
menor consoante a massa volúmica do agregado a incorporar for superior ou inferior à do
agregado natural, respetivamente.
2.8.2) Trabalhabilidade A trabalhabilidade dos betões é afetada negativamente pela incorporação de resíduos de mármore,
sendo este agravamento tanto maior quanto maior for a taxa de substituição. Uma forma de
combater os efeitos negativos das adições de mármore consiste na utilização de adjuvantes do
tipo plastificante.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
33
2.8.3) Resistência à compressão Relativamente à resistência à compressão a maioria dos estudos observados refere-se à
incorporação de resíduos de pó de mármore em detrimento de areia. Para estes casos, observou-
se um efeito positivo destas incorporações nesta propriedade dos betões, o que se fica a dever
principalmente ao efeito de fíler dos resíduos, que garantem uma maior compacidade aos mesmos.
No que se refere a substituições de cimento por pó de mármore, verificou-se um número mais
reduzido de pesquisas realizadas. No entanto, é possível esperar que para taxas de substituição
até 10% exista um aumento da resistência à compressão dos betões.
2.8.4) Resistência à tração Na pesquisa bibliográfica efetuada relativamente à tração, observa-se que nem todos os resultados
obtidos obtiveram melhorias desta propriedade com a inclusão de resíduos de mármore, existindo
casos em que este parâmetro diminuía. No entanto observou-se que, quer para os casos em que
existia aumento da resistência à tração, quer para aqueles em que esta propriedade baixava, os
valores finais obtidos não variavam muito face ao do betão de referência. Refere-se ainda que os
valores obtidos estão dependentes do tipo de ensaio de resistência à tração realizado.
2.8.5) Módulo de elasticidade Apesar da reduzida informação relativamente ao módulo de elasticidade em betões com
incorporação de resíduos de mármore, é possível concluir que existe uma tendência para a
diminuição do módulo de elasticidade com a incorporação de agregados de mármore em betões e
que esta propriedade é também afetada negativamente pelo aumento da relação a/c.
2.8.6) Resistência à abrasão A resistência à abrasão de um betão é afetada negativamente pela incorporação de resíduos de
mármore e será tanto menor quanto maior for a taxa de resíduos incorporados no mesmo.
2.8.7) Velocidade de propagação de ultra-sons Relativamente a esta propriedade, observa-se que a mesma é afetada beneficamente pela
incorporação de resíduos de mármore e que tal se deve às propriedades de fíler destes materiais,
uma vez que estes preenchem os vazios dos betões, garantindo-lhes uma maior compacidade. Por
fim, constata-se também que existe uma forte relação entre a velocidade de propagação de ultra-
sons e a resistência à compressão.
Capítulo 2 - Estado de arte
34
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
35
3) Campanha experimental 3.1) Introdução A presente campanha experimental pretende averiguar a influência da incorporação de LCM em
detrimento de cimento, em betões convencionais, e também observar o seu comportamento
aquando da adição de plastificantes nos mesmos. Para tal, foram definidos três grupos distintos
de betões, um por adjuvante, e, dentro destes, quatro taxas de substituição de cimento por LCM.
São apresentados em seguida os três grupos de betão referidos:
B0 - betão sem incorporação de qualquer plastificante;
B1 - betão com incorporação de plastificante corrente;
B2 - betão com incorporação de superplastificante de última geração.
Como referido, para cada grupo de betão (i), existem 4 taxas de substituição de cimento por LCM:
Bi,0 - 0% de substituição;
Bi,5 - 5% de substituição;
Bi,10 - 10% de substituição;
Bi,20 - 20% de substituição.
3.2) Fases da campanha experimental A campanha experimental da presente dissertação corresponde aos ensaios a realizar aos
agregados e ao betão, com as correspondentes taxas de substituição de cimento por LCM no betão.
Assim, dividiu-se a campanha experimental em três fases.
3.2.1) Primeira fase experimental A primeira fase desta campanha experimental consiste na recolha e caracterização dos agregados.
A recolha das lamas, cedidas pela empresa SOLUBEMA, foi realizada na zona de Vila Viçosa e
posteriormente foi realizado o seu armazenamento em contentores.
Os ensaios realizados para a caracterização dos agregados naturais, bem como as respetivas
normas, encontram-se na Tabela 3.1.
Tabela 3.1 - Ensaios de caraterização aos agregados e respetivas normas
Ensaios Normas
Análise granulométrica NP EN 933-1 (2000) e NP EN 933-2 (1999)
Massa volúmica e absorção de água NP EN 1097-6 (2003)
Massa volúmica aparente NP EN 1097-3 (2003)
Desgaste de Los Angeles NP EN 1097-2 (2002)
Índice de forma NP EN 933-4 (2002)
Referentemente às LCM, a sua caracterização foi realizada nos laboratórios do LNEC. Os ensaios
efetuados aos mesmos, bem como as respetivas normas, encontram-se ilustrados na Tabela 3.2.
Capítulo 3 - Campanha experimental
36
Tabela 3.2 - Ensaios realizados às LCM e respetivas normas
Ensaios Normas
Superfície específica de Blaine e
massa volúmica NP EN 196-6 (2010)
Baridade NP EN 1097-3 (2002)
Análise granulométrica:
peneiração por jato de ar EN 933-10 (2009)
Composição química NP EN 196-2 (2006) e LNEC E406 (1993)
Composição mineralógica LNEC E403 (1993)
3.2.2) Segunda fase experimental O principal objetivo desta fase é controlar o correto funcionamento da terceira fase, ou seja, das
betonagens, realizando uma betonagem prévia de alguns provetes de forma a fazer a sua
comparação com posteriores betonagens. É nesta fase que se deve estabelecer a trabalhabilidade
pretendida para os betões, acertando as relações a/c, e procurar para cada composição manter a
mesma curva granulométrica para os agregados naturais.
Tendo em conta que se irão utilizar plastificantes nesta campanha que reduzem de forma
significativa a relação a/c dos betões, para atingir desta forma iguais trabalhabilidades nos betões,
é necessário recorrer a duas hipóteses:
1. Fixar a quantidade de adjuvante a utilizar e determinar a relação a/c necessária;
2. Fixar a relação a/c e determinar a quantidade de adjuvante necessária.
Das hipóteses acima referidas, a hipótese 1 parece ser a mais adequada, uma vez que fazer variar
a quantidade de adjuvante a utilizar leva a variações bastante consideráveis da trabalhabilidade
dos betões, pelo que é preferível manter este parâmetro fixo, variando apenas a relação a/c.
Os valores de trabalhabilidade serão obtidos através do ensaio de abaixamento do cone de Abrams
segundo a NP EN 12350-2.
Depois da definição das quantidades de agregados, água, cimento e plastificante, procede-se à
execução dos betões e sua cura.
Esta é das fases mais importantes da campanha pois daqui irão resultar os betões que mais tarde
serão ensaiados, pelo que esta fase deve ser executada de forma mais rigorosa possível para que
os resultados obtidos na 3ª fase sejam o mais próximo dos esperados.
3.2.3) Terceira fase experimental A fase final da campanha experimental consistiu na fase final de betonagens e nos ensaios de
caracterização dos betões, tanto no estado fresco, como no estado endurecido.
Os ensaios realizados no estado fresco foram os seguintes:
ensaio de abaixamento (cone de Abrams) - NP EN 12350-2 (2009);
massa volúmica - NP EN 12350-6 (2009).
Por sua vez, no estado endurecido, foram realizados os seguintes ensaios:
resistência à compressão aos 7, 28 e 56 dias - NP EN 12390-3 (2011);
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
37
resistência à tração por compressão diametral - NP EN 12390-6 (2011);
módulo de elasticidade aos 28 dias - LNEC E397 (1993);
resistência à abrasão - DIN 52108 (2007);
velocidade de propagação de ultra-sons aos 28 dias - NP EN 12504 (2004).
Apresenta-se, na Tabela 3.3, os dados referentes aos ensaios efetuados no estado endurecido, bem
como o número de provetes ensaiados, a sua forma e a sua idade.
Tabela 3.3 - Ensaios, idade, quantidade e dimensões dos provetes ensaiados no estado endurecido
Ensaio Dias N.º de
provetes Forma
Dimensões utilizadas
(mm3)
Resistência à compressão
7 3
Cubo 150x150x150 (L) 28 5
56 3
Resistência à tração por compressão
diametral 28 3
Cilindros 150x300 (xh)
Módulo de elasticidade 28 2
Resistência à abrasão 91 3 Prismas 71x71x50 (AxBxH)
3.3) Formulação dos betões
3.3.1) Cálculo das quantidades de material
3.3.1.1) Introdução O betão é um material composto por uma mistura de cimento, agregados grossos e finos
(dimensões superiores e inferiores a 4 mm, respetivamente), água e, dependendo das propriedades
exigidas, adjuvantes e adições. Devido à grande variedade de composições que podem estar
presentes num betão, é necessário garantir que este cumpre as exigências em termos mecânicos,
de durabilidade e económicos. Para tal, utilizou-se o método de Faury para desenvolver os betões
presentes na campanha experimental desta dissertação.
3.3.1.2) Betão de referência De acordo com a norma NP EN 206-1 (2007), a resistência média à compressão do betão
pretendida, medida em provetes cúbicos, é de aproximadamente 37 MPa (C25/30). A classe de
trabalhabilidade foi definida num intervalo de abaixamento de 125 ± 10 mm (classe de
consistência S3).
O betão de referência deve apresentar as características constantes da Tabela 3.4
Tabela 3.4 - Caraterísticas do betão de referência
Classe de resistência C25/30
Classe de consistência S3 (100 a 150 mm)
Classe de exposição XC3 (moderadamente húmido)
Ligante CEM II 42,5R
Tipo de agregados primários Areia de rio
Máxima dimensão do agregado 22,4 mm
Água de amassadura Potável, da rede de abastecimento pública de Lisboa
Local de fabrico Laboratório de Construção do Instituto Superior Técnico
Adjuvantes e adições Sikament 400 Plus e SikaPlast 898
Capítulo 3 - Campanha experimental
38
3.3.1.3) Máxima dimensão do agregado mais grosso (Dmáx) Com o aumento da máxima dimensão do agregado, torna-se cada vez mais difícil a vibração do
betão e ocorre também um aumento do efeito de parede, fenómeno que resulta do aumento do
índice de vazios.
Uma vez que o betão produzido tem como fim a realização de ensaios laboratoriais, a dimensão
do agregado e dos moldes a utilizar são dois fatores que devem ser compatíveis, de modo a
controlar o efeito de parede. Deste modo, Faury apresentou a seguinte condição para controlar as
consequências deste efeito:
𝑅
𝐷𝑚𝑎𝑥> 0,75 ⇔ 𝐷𝑚𝑎𝑥 ≤
4
3𝑅
(3.1)
Onde:
R é o raio médio do morde, dado por: 𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑎 𝑒𝑛𝑐ℎ𝑒𝑟 𝑑𝑒 𝑏𝑒𝑡ã𝑜
𝑆𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓í𝑐𝑖𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑓𝑖𝑛𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑠𝑒 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒;
Dmáx é a máxima dimensão do agregado mais grosso.
Os menores moldes utilizados nas betonagens da presente dissertação correspondem a cubos de
100 mm de aresta, excluindo os provetes do ensaio de resistência à abrasão que, embora de
menores dimensões, resultam do corte dos moldes cúbicos descritos. Sendo assim:
𝑅 =
𝐿3
6𝐿2=
𝐿
6=
100
6= 16,6 𝑚𝑚
(3.2)
4
3𝑅 =
4
3× 16,6 = 22,2𝑚𝑚 ≈ 22,4 𝑚𝑚
(3.3)
Apesar de o valor de Dmáx obtido ser de 22,2 mm, utilizar-se-á o valor de 22,4 mm para
comparação com outros estudos realizados na mesma área.
3.3.1.4) Volume de vazios (Vv) De acordo com a norma 613 do ACI (1954), o volume de vazios de uma amassadura pode ser
estimado em função da máxima dimensão dos agregados. De acordo com a Tabela 3.5, para uma
dimensão máxima dos agregados de 22,4 mm, obtém-se um volume de vazios de 17,4 litros por
metro cúbico.
Tabela 3.5 - Volume de vazios em função da máxima dimensão dos agregados (adaptado de Coutinho (1997))
Dmáx (mm) Vv (dm3/m3)
9,52 3
12,7 25
19,1 20
25,4 15
38,1 10
50,8 5
76,1 3
152,4 2
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
39
3.3.1.5) Estimativa do índice de vazios (Iv) O índice de vazios representa a fração volumétrica de material não sólido na amassadura após a
betonagem, ou seja, contabiliza o volume de água e de vazios. Faury propôs uma expressão para
o cálculo do valor do índice de vazios, onde a primeira parcela é aplicável a betão não armado e
a segunda contabiliza o efeito de parede em betão armado:
𝐼𝑣 =
𝐾
√𝐷5 +
𝐾′
𝑅𝐷
− 0,75
(3.4)
Onde:
K e K’ são parâmetros que dependem da natureza dos agregados, da trabalhabilidade
pretendida e dos meios de colocação utilizados (Tabela 3.6);
R é o raio médio do molde que contém o betão, em mm;
D é a máxima dimensão do agregado, em mm.
Devido à sua geometria, os agregados grossos foram classificados como britados e os agregados
finos como rolados. Como se tem para o betão fresco uma classe de abaixamento S3, é assim
possível calcular o índice de vazios.
Tabela 3.6 - Valores dos parâmetros K e K' para a determinação do índice de vazios (adaptado de Coutinho (1997))
Trabalha-bilidade
Meios de colocação
Valores de K
Valores de K'
Natureza dos agregados
Areia rolada
Agregado
grosso rolado
Agregado
grosso britado
Areia britada e agregado
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 0,36 0,36 a 0,38 0,38 a 0,40 0,003
Fluída Sem nada ≥0,36 ≥0,38 ≥0,40 0,004
Obteve-se então os seguintes valores:
K = 0,37;
K’ = 0,003;
D = 22,4 mm;
R = 22,4 mm (abordagem conservativa).
Substituindo na expressão anterior:
Capítulo 3 - Campanha experimental
40
𝐼𝑣 =
0,37
√22,45 +0,003′
22,422,4
− 0,75= 0,211 ≈ 211 𝑙/𝑚3
(3.5)
3.3.1.6) Dosagem de água A água de amassadura (A) tem como finalidade permitir a reação de hidratação, conferir uma
dada trabalhabilidade ao betão no estado fresco e humedecer a superfície das partículas dos
agregados de forma a garantir a sua ligação ao cimento.
Com os valores obtidos para o índice de vazios e volume de vazios, é possível obter a quantidade
de água de amassadura para a produção de um metro cúbico de betão através da seguinte fórmula:
𝐴 = 𝐼𝑣 − 𝑉𝑣 (3.6)
Onde:
A é a quantidade de água de amassadura por metro cúbico de betão (l/m3);
IV é o índice de vazios de Faury (l/m3);
VV é o volume de vazios (l/m3).
Como determinado, IV = 211 l/m3 e Vv = 17,4 l/m3. Com base nestes valores, através da expressão
anterior:
𝐴 = 211 − 17,4 = 193,6 𝑙/𝑚3 (3.7)
3.3.1.7) Dosagem de cimento A dosagem de cimento está estritamente relacionada com a resistência e durabilidade dos betões,
pelo que se torna conveniente escolher uma dosagem de cimento que cumpra os requisitos
mínimos especificados para os betões, de forma a obter um betão com bom desempenho e que,
por outro, lado, seja economicamente viável. É usual, no decorrer dos trabalhos experimentais,
fixar uma de duas variáveis: a dosagem de cimento (C) ou a relação a/c. De acordo com a norma
do LNEC E 464 (2007), para um betão com classe de exposição XC3 e tipo de cimento CEM I
42,5 R, é estipulada uma dosagem mínima de cimento de 280 kg/m3 e uma relação a/c máxima
de 0,60. Uma vez que tanto esta forma como as investigações realizadas por Faury não
especificam correlações entre a dosagem de cimento e a resistência à compressão pretendida,
optou-se por se utilizar a fórmula de Bolomey para fixar a dosagem de cimento, que se pode
observar na Tabela 3.7.
Tabela 3.7 - Dosagem de cimento pela fórmula de Bolomey
Dosagem de cimento (kg/m3)
Classe de
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
Uma vez que o presente trabalho está também relacionado com aspetos de sustentabilidade, não
é interessante fixar dosagens de cimento muito elevadas na formulação dos betões a utilizar. Para
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
41
tal, decidiu-se fixar a dosagem de cimento em 350 (kg/m3), o que resulta num betão com classe
de resistência C25/30. Salienta-se que esta dosagem de cimento é superior ao valor mínimo de
280 kg/m3 estabelecido pela especificação do LNEC E 464 (2007).
3.3.1.8) Relação a/c A resistência à compressão e a trabalhabilidade dos betões no estado fresco são dependentes da
relação a/c, que é definida como a relação entre a dosagem de água (A) e a dosagem de cimento
(C). Sendo assim, tem-se para o betão de referência a utilizar no presente trabalho uma relação
a/c que se pode estabelecer resolvendo a expressão seguinte:
𝑎𝑐⁄ =
𝐴
𝐶=
193,6
350= 0.55
(3.8)
3.3.1.9) Volume de partículas de cimento O volume de partículas de cimento (VC), por metro cúbico de cimento, pode ser obtido
relacionando a sua dosagem em massa por metro cúbico de betão com a massa específica de
cimento:
𝑉𝐶 =
𝐶
𝛿𝐶=
350
3,1≅ 112.90 𝑙/𝑚3
(3.9)
Onde δC = 3.1 kg/l é a massa específica do cimento utilizado durante a campanha experimental.
3.3.1.10) Volume total das partículas sólidas do betão O volume total de partículas sólidas do betão (VS) é obtido através do índice de vazios da seguinte
forma:
𝑉𝑆 = 1 − 𝐼𝑉 = 1000 − 211 = 789 𝑑𝑚3/𝑚3 (3.10)
3.3.1.11) Percentagem do volume de cimento em relação ao volume de sólidos total A percentagem de volume de cimento (C%) em relação ao volume total das partículas sólidas de
betão é determinada da seguinte forma:
𝐶% =
𝑉𝐶
𝑉𝑆=
112,9
789× 100% = 14,31 %
(3.11)
3.3.1.12) Curva de referência de Faury Na formulação de betões, as curvas de referência permitem calcular a composição granulométrica
ideal e determinar a melhor relação entre os componentes sólidos do betão de modo a obter a
maior compacidade possível. Na presente dissertação, a composição granulométrica do betão é
aproximada à curva de referência de Faury. Esta aproximação é feita de um modo discreto e,
portanto, os agregados são decompostos em frações definidas geometricamente de modo a que
esta aproximação à curva seja tanto melhor quanto possível.
As percentagens determinadas através da curva de referência de Faury são relativas ao volume de
partículas sólidas do betão. Sabendo a percentagem de volume de cimento em relação ao volume
Capítulo 3 - Campanha experimental
42
total de sólidos, o cálculo das percentagens das diferentes frações granulométricas é feito sem ser
considerada a presença do cimento. No entanto, numa primeira abordagem ao método de Faury,
é necessário considerar a presença deste.
A curva de referência de Faury é definida por três pontos:
Ponto 1:
abcissa: 0,0065 mm
ordenada: 0%
Ponto 2:
abcissa: 𝐷𝑚á𝑥
2=
22,4
2= 11,2 𝑚𝑚
ordenada: 𝑃𝐷/2 = 𝐴 + 17√𝐷𝑚á𝑥5 +
𝐵𝑅
𝐷−0,75
, onde A e B são parâmetros que dependem da
natureza dos agregados, dos meios de colocação e da trabalhabilidade pretendida do
betão. Através da Tabela 3.8, é possível obter os valores de A e B tendo em conta as
características estipuladas para o betão em estudo, sendo estes 30 e 2, respetivamente.
Tabela 3.8 - Valores dos parâmetros A e B da curva de referência de Faury (adaptado de Coutinho (1997))
Desta forma, a ordenada do segundo ponto da curva de referência de Faury é:
𝑃𝐷/2 = 30 + 17√22,4
5+
2
22,422,4 − 0,75
≅ 69,67% (3.12)
Ponto 3:
abcissa: Dmáx=22,4 mm
ordenada: 100%
O traçado da curva de referência de Faury com cimento é apresentado na Figura 3.1.
Trabalhabilidade Meios de colocação
Valores de A
Valores
de B
Natureza dos agregados
Areia rolada
Agregado
grosso
rolado
Agregado
groso
britado
Areia britada e
agregado grosso
britado
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
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
43
Figura 3.1 - Curva de referência de Faury com cimento
De modo a obter a curva de referência Faury sem cimento, são também definidos três pontos mas
tendo em conta a percentagem de cimento calculada anteriormente (14,31%):
Ponto 1:
abcissa: 0,0065 mm
ordenada: 100 ×0−%𝐶
100−%𝐶= −16.69
Ponto 2:
abcissa: 11,2 mm
ordenada: 100 ×69,66−%𝐶
100−%𝐶= 64.60
Ponto 3:
abcissa: 22,4 mm
ordenada: 100%
O traçado da curva de referência de Faury sem cimento é apresentado na Figura 3.2.
Figura 3.2 - Curva de referência de Faury sem cimento
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,0065 0,065 0,65 6,5 65
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Peneiros
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
0,03 0,3 3 30
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Séries de peneiros
Capítulo 3 - Campanha experimental
44
A partir da curva de referência sem cimento e das curvas granulométricas dos vários agregados
(Figura 3.3), é possível determinar a percentagem em volume total de sólidos sem cimento do
betão de cada um dos agregados. Esta determinação é feita traçando uma reta vertical cruzando
duas curvas granulométricas seguidas e de modo a que a área entre cada curva e a reta vertical
seja igual. O procedimento é repetido para todos os pares de curvas granulométricas adjacentes.
Com todas as retas verticais definidas, o intervalo entre as suas intersecções com a curva de
referência representa a percentagem de cada agregado a ser utilizada na formulação do betão de
referência.
Figura 3.3 - Curvas granulométricas de cada tipo de agregado e curva de referência de Faury sem cimento
Desta forma, a percentagem de cada tipo de agregado relativo ao volume total de sólidos do betão
sem cimento é apresentado na Tabela 3.9.
Tabela 3.9 - Percentagem de cada tipo de agregado relativo ao volume total de partículas sólidas sem cimento
Material % sólidos s/ cimento
Areia 1 30,42
Areia 2 5,94
Bago de arroz 7,70
Brita 1 14,60
Brita 2 27,03
As percentagens para cada tipo de agregado, uma vez determinadas graficamente, pressupõem
um acerto posterior de modo a colmatar possíveis erros no que diz respeito às zonas intermédias
das curvas granulométricas. Este acerto é feito porque o método utilizado apenas tem em
consideração os limites das curvas. O acerto é feito através de ligeiras alterações das percentagens
de cada agregado de modo a que o módulo de finura da mistura se aproxime do módulo de finura
da curva utilizada.
O módulo de finura da curva de referência pode ser obtido pela soma das percentagens de
material retido em cada peneiro e dividindo esse valor por 100. O módulo de finura da curva de
referência é 6,29. O acerto do módulo de finura da mistura proposta é apresentado na Tabela 3.10.
31,51684210,50,250,1250,063
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Séries de peneiros
Faury sem
cimentoAreia 1
Areia 2
Bagos de arroz
Brita 1
Brita 2
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
45
Tabela 3.10 - Percentagens de cada agregado alteradas através do acerto do módulo de finura
Material % sólidos MF MF
ponderado
% sólidos
alterada MF MF ponderado
Areia 1 31,54 3,05 0,96 36,05 3,05 1,10
Areia 2 17,04 4,51 0,77 18,09 4,51 0,81
Bago de arroz 8,99 6,78 0,61 9,17 6,78 0,62
Brita 1 6,93 8,61 0,60 6,98 8,61 0,60
Brita 2 35,50 10,35 3,67 29,71 10,35 3,07
100 6,61 100 6,29
É agora possível saber a quantidade total de cada agregado, de cimento e de água por metro cúbico
de betão, informação útil para o posterior planeamento das quantidades de material a utilizar ao
longo da campanha experimental. A composição final de todos os betões produzidos ao longo da
campanha experimental pode ser visualizada na Tabela 3.11. Refere-se desde já que a quantidade
de água apresentada na mesma inclui a água adicional que se utilizou na fase inicial de
amassadura, de forma a ter em conta a absorção dos agregados.
Tabela 3.11 - Composição dos betões produzidos na campanha experimental, por m3 de betão
3.4) Processo de amassadura O processo de amassadura consiste na execução dos betões e no acerto da relação a/c dos mesmos,
quando necessário. A incorporação de fíleres e a aplicação de adjuvantes do tipo plastificante nos
betões realizados levou à necessidade de formular dois tipos de amassadura distintos, procurando
no entanto manter o seu processo de amassadura o mais semelhante possível. Sendo assim, a
principal diferença no processo de amassadura ocorre aquando da adição de fíleres no betão, o
que resulta num processo de mistura inicial distinto para betões com e sem incorporação de filer.
O processo de amassadura realizado encontra-se ilustrado na Tabela 3.12.
Capítulo 3 - Campanha experimental
46
Tabela 3.12 - Processo de amassadura dos betões realizados na campanha experimental
1ª fase
com
adição
de filer
Após molhar e escorrer a betoneira, procedeu-se à introdução dos agregados grossos
e LCM, misturando os seus componentes durante 5 minutos. Esta fase realiza-se de
forma a desagregar os grumos do pó de mármore, utilizando a brita como agente
erosivo. Nesta fase, teve-se o cuidado de tapar a betoneira com um plástico de forma
a evitar a dispersão de partículas muito finas (Figura 3.4). Seguidamente, adiciona-
se água correspondente a 2/3 da água de amassadura, deixando misturar durante 4
minutos
sem
adição
de fíler
Colocação na betoneira, já molhada e escorrida dos agregados grossos e de 2/3 da
água de amassadura, deixando misturar durante 4 minutos
2ª fase Colocação dos agregados finos naturais, deixando misturar durante 2 minutos
3ª fase Adição do cimento e do restante 1/3 da água de amassadura, misturada ou não com
adjuvante, misturando durante 4 minutos
Figura 3.4 - Plástico colocado na boca da betoneira durante a fase de betonagem
3.5) Ensaios de caracterização aos agregados Anteriormente designados de inertes, por se acreditar que estes materiais não tinham influência
nas reações de presa e endurecimento do cimento, atualmente sabe-se que estes possuem
influência sobre estes parâmetros. Desta forma é de grande importância a quantificação dos
mesmos, sendo apresentadas em seguida as metodologias regulamentares utilizadas para
caracterizar os agregados utilizados na campanha experimental.
3.5.1) Análise granulométrica
3.5.1.1) Objetivo do ensaio
A análise granulométrica consiste na determinação das dimensões das partículas que constituem
os agregados utilizados na campanha experimental e no tratamento estatístico dessa informação,
através da quantificação da percentagem de partículas de agregado retidas numa série de peneiros
com aberturas normalizadas. Através deste método, é possível obter a curva granulométrica
associada a cada agregado utilizado e, posteriormente, à determinação da proporção ideal de cada
um dos componentes, de forma a obter betões com o melhor desempenho possível.
3.5.1.2) Normas do ensaio
O ensaio descrito foi realizado de acordo com o procedimento da 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) “Ensaios
das propriedades geométricas dos agregados - Parte 2: Peneiros de ensaio, dimensão nominal
das aberturas”.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
47
3.5.1.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos utilizados para realização do presente ensaio são os seguintes:
balança de precisão de ± 0,1% da massa a determinar (Figura 3.5);
estufa ventilada à temperatura de 100 ± 5 ºC (Figura 3.6);
peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN 933-2 (Figura 3.7);
máquina de peneirar (Figura 3.7).
Figura 3.5 - Balança de precisão
Figura 3.6 - Estufa ventilada
Figura 3.7 - Máquina de peneirar e peneiros colocados
3.5.1.4) Amostras
De acordo com a norma NP EN 933-1, a quantificação da massa de amostra mínima para ensaio
depende da máxima dimensão do agregado (Dmáx), pelo que após secagem o provete deverá
possuir massa superior ao indicado na Tabela 3.13.
Caso o valor de Dmáx não se encontre na Tabela 3.13, a massa mínima do provete a ensaiar pode
ser interpolada através dos valores de massa presentes na mesma
Tabela 3.13 - Massa mínima dos provetes de ensaio em função de Dmáx
Maior dimensão D (mm) Massa mínima de cada provete (kg)
63 40
32 10
16 2,6
8 0,6
≤ 4 0,2
3.5.1.5) Procedimento do ensaio
O procedimento de ensaio é o seguinte:
Capítulo 3 - Campanha experimental
48
preparar o provete, como descrito em 3.4.1.4;
lavar o provete sobre o peneiro 0,063 mm e recorrer, se necessário, a um peneiro de
proteção;
secar em estufa ventilada a 100 ± 5 ºC até atingir massa constante e registar esse valor,
M2;
colocar o provete na coluna de peneiros, devidamente dispostos, com fundo e tampo, e
proceder à peneiração;
retirar os peneiros e certificar-se de que não existe perda de material em nenhum deles;
o processo de peneiração considera-se concluído quando a massa do material retido não
sofre alterações superiores a 1 % após 1 minuto de peneiração;
pesar a massa, R1; repetir para os restantes peneiros, R2, R3…Rn e pesar o material retido
no fundo, P.
3.5.1.6) Resultados
A percentagem de material retida em cada peneiro é dada por:
𝑅𝑖% = 100 ×
𝑅𝑖
𝑀1
(3.13)
Onde:
Ri% é a percentagem de material retido no peneiro i (%);
Ri é a massa retida no peneiro i (g);
M1 é a massa total da amostra seca (g).
Após o cálculo individual de cada peneiro, é possível traçar a curva granulométrica do material
ensaiado.
A percentagem de finos que passa no peneiro 0,063 mm (5) é dada pela seguinte expressão:
𝑓 = 100 ×
(𝑀1 − 𝑀2) + 𝑃
𝑀1
(3.14)
Onde:
f é a percentagem de finos que passa pelo peneiro 0,063 mm (%);
M1 é a massa total da amostra (g);
M2 é a massa da amostra, após lavagem e secagem (g);
P é a massa de material retido no fundo da coluna de peneiros (g).
O ensaio é considerado inválido caso a soma das massas Ri e P difira mais de 1% da massa M2.
Os resultados indicados permitem também calcular o módulo de finura do material, entendido
como a soma das percentagens totais que ficam retidas em cada peneiro da série nominal.
3.5.2) Massa volúmica e absorção de água
3.5.2.1) Objetivo do ensaio
A medição dos materiais é realizada através da sua pesagem, pelo que é necessário o
conhecimento da massa volúmica dos mesmos, não só por motivos de precisão, como também
pelo facto de estes serem os constituintes maioritários do betão, contribuindo de forma decisiva
para a massa volúmica do mesmo.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
49
Por outro lado, o conhecimento do valor da absorção de água dos agregados é importante para
conferir uma trabalhabilidade adequada ao betão, uma vez que, apesar de os agregados deverem
ser aplicados sob a forma saturada e com superfície seca de forma a evitar correções na relação
a/c, é usual quantificar o seu estado de saturação para precaver incertezas relativamente às
condições em que os mesmos se encontram. Sendo assim, é possível fazer a correção da relação
a/c, que tem em conta a absorção de água dos agregados, que por sua vez leva a uma redução da
quantidade de água disponível para a reação de hidratação.
3.5.2.2) Normas do ensaio
A metodologia seguida é prescrita 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”.
3.5.2.3) Aparelhos e utensílios
Foram utilizados os seguintes equipamentos e utensílios:
estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 ºC;
peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN 933-2;
máquina de peneirar;
balança de precisão de ± 0,1% da massa a determinar (Figura 3.5);
termómetro graduado;
picnómetro, conforme especificado na norma NP EN 1097-6 (Figura 3.8).
Figura 3.8 - Picnómetro
3.5.2.4) Amostras
Agregados grossos (dimensão entre 4 e 31,5 mm)
A amostra é lavada sobre os peneiros de dimensão nominal de 31,5 e 4 mm de forma a
remover as partículas mais finas e qualquer material retido no peneiro de dimensão
nominal 31,5 mm é rejeitado;
a massa do provete deve ser superior aos valores indicados na Tabela 3.14, sendo que
qualquer valor não indicado pode ser obtido por interpolação com os valores indicados;
regista-se a massa do provete de ensaio como Mo.
Tabela 3.14 - Massa mínima do provete em função de Dmáx
Máxima dimensão Dmax (mm) Massa do provete (mínimo) kg
31,5 5
16 2
8 1
Capítulo 3 - Campanha experimental
50
Agregados finos (dimensão entre 0,063 e 4 mm)
Para obter a amostra, realiza-se a lavagem da mesma sobre os peneiros de dimensão
nominal entre 4 e 0,063 mm de forma a remover as partículas mais finas; qualquer
material retido no peneiro de dimensão nominal de 4 mm é rejeitado;
a massa do provete deve ser igual ou superior a 1 kg; regista-se a massa do provete de
ensaio como Mo.
3.5.2.5) Procedimento do ensaio
Agregados grossos (dimensão entre 4 e 31,5 mm):
Preparar o provete de ensaio, como descrito;
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;
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 (picnómetro, provete
de ensaio e água);
registar a temperatura da água;
remover o agregado da água e deixar escorrer durante alguns minutos;
encher com água o picnómetro e colocar tampa como anteriormente;
secar o picnómetro por fora e pesar a massa do conjunto M3 (picnómetro e água);
registar a temperatura da água (a diferença dos valores da temperatura da água dentro do
picnómetro durantes as pesagens de M2 e M3 não deve exceder 2º C);
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 direta ou de qualquer outra fonte de calor, até desaparecerem as partículas visíveis
de água mas o agregado ainda apresentar especto húmido;
pesar o provete saturado com superfície seca e registar o valor como M1;
secar o agregado numa estufa a 100 ± 5 ºC até atingir massa constante M4.
Agregados finos (dimensão entre 4 e 0,063 mm):
Preparar o provete de ensaio, como descrito;
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;
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 (picnómetro, provete
de ensaio e água);
registar a temperatura da água;
decantar a maior parte da água que cobre o provete e esvaziar o picnómetro sobre um
tabuleiro;
encher com água o picnómetro e colocar a tampa como anteriormente;
secar o picnómetro por fora e pesar a massa do conjunto M3 (picnómetro e água);
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
51
registar a temperatura da água (a diferença dos valores da temperatura da água dentro do
picnómetro durante as pesagens de M2 e M3 não deve exceder 2 ºC);
espalhar o provete molhado numa camada uniforme sobre a base de um tabuleiro e expor
o agregado a uma leve corrente de ar morno de modo a evaporar a humidade superficial;
remexer o provete em intervalos frequentes de modo a assegurar uma secagem
homogénea até que não seja visível humidade superficial e as partículas de agregado não
adiram umas às outras;
deixar arrefecer o provete até à temperatura ambiente, remexendo-o durante o processo;
pesar o provete saturado com superfície seca e registar o valor como M1;
secar o agregado numa estufa a 110 ± 5 ºC até atingir massa constante M4.
Para verificar se o estado de superfície seca foi atingido, deve colocar-se um molde troncocónico
de metal com a maior abertura apoiada sobre o tabuleiro e encher o mesmo com parte do provete
em processo. Se após 25 pancadas e remoção do cone o provete mantiver a forma troncocónica,
deve-se continuar o processo de secagem, sendo o processo repetido até que se verifique
deformação da amostra e quando tal suceder, considera-se ter atingido o estado saturado com
superfície seca.
3.5.2.6) Resultados
As massas volúmicas das partículas (a, sd e ssd), em quilogramas por decímetro cúbico, são
dadas por:
ρa =
M4
[M4 − (M2 − M3)]ρw
(3.15)
ρrd =
M4
[M1 − (M2 − M3)]ρw
(3.16)
ρssd =
M1
[M1 − (M2 − M3)]ρw
(3.17)
A absorção de água (em percentagem de massa seca) após imersão durante 24 h é calculada de
acordo com a expressão:
WA24 = 100 ×
M1 − M4
M4
(3.18)
Onde:
ρa é a massa volúmica do material impermeável das partículas (kg/dm3);
ρrd é a massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/dm3);
ρssd é a massa volúmica das partículas saturadas com superfície seca (kg/dm3);
ρw é a massa volúmica da água à temperatura da água registada na pesagem de M2
(kg/dm3);
M1 é a massa do agregado saturado com superfície seca (g);
M2 é a massa do picnómetro contendo o provete de agregado saturado e água (g);
M3 é a massa do picnómetro contendo apenas água (g);
M4 é a massa do provete seco em estufa (g).
Capítulo 3 - Campanha experimental
52
3.5.3) Massa volúmica aparente
3.5.3.1) Objetivo do ensaio
A massa volúmica aparente, ou baridade, refere-se à massa por unidade de volume aparente de
um agregado, ou seja, quando as medições para a composição do betão são feitas em volume.
Tendo em conta que na presente campanha as medições tenham sido feitas através de pesagem,
determinou-se mesmo assim a massa volúmica aparente uma vez que se trata de uma propriedade
importante na caracterização dos agregados.
3.5.3.2) Normas do ensaio
Foi seguida a metodologia do ensaio especificada pela norma NP EN 1097-3 (2003) “Ensaios das
propriedades mecânicas e físicas dos agregados - Parte 3: Método para a determinação da massa
volúmica e dos vazios”.
3.5.3.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios usados neste ensaio são os seguintes:
estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 ºC;
balança de precisão de ±0,1% da massa a determinar (Figura 3.5);
contentor cilíndrico estanque em aço inoxidável (Figura 3.9).
Figura 3.9 - Contentor cilíndrico estanque
3.5.3.4) Amostras
Para o presente ensaio, são necessários três provetes do agregado a ensaiar, que deverão ser secos
em estufa ventilada a 110 ± 5 ºC até que atinjam massa constante. Após secagem, a amostra deve
possuir uma massa compreendida entre 120 e 150% da massa necessária para encher o recipiente
de ensaio. O volume mínimo do recipiente de ensaio depende da máxima dimensão do agregado
e o seu valor é apresentado na Tabela 3.15.
Caso o valor da máxima dimensão do agregado não se encontre na Tabela 3.15, a massa mínima
do provete de ensaio pode ser obtida por interpolação dos valores de massa indicados na mesma.
Tabela 3.15 - Volume mínimo do recipiente de ensaio (NP EN 1097-3, 2003)
Dimensão máxima - Dmáx (mm) Volume mínimo do recipiente (l)
63 20
32 10
16 5
8 3
≤4 1
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
53
3.5.3.5) Procedimento do ensaio
Os procedimentos de ensaio são os seguintes:
preparar os provetes de ensaio conforme referido no ponto 3.5.3.4;
pesar o recipiente vazio e limpo e registar a sua massa como M1;
encher o recipiente sem compactação, até transbordar;
remover o material excedente e proceder ao nivelamento da superfície com o cuidado de
não a compactar;
pesar o recipiente cheio e registar a massa do conjunto como M2;
repetir o procedimento para os restantes provetes de ensaio.
3.5.3.6) Resultados
A massa volúmica aparente de cada provete é dada pela seguinte expressão:
𝜌𝑖 =
𝑀2 − 𝑀1
𝑉𝑟
(3.19)
sendo deste modo a massa volúmica do agregado dada pela média dos três provetes:
𝜌𝑀𝑊𝐴 =
𝜌1 + 𝜌2 + 𝜌3
3
(3.20)
Onde:
𝜌MWA é a massa volúmica aparente do agregado (kg/dm3);
𝜌𝑖 é a massa volúmica aparente do provete de ensaio i (kg/dm3);
M1 é a massa do recipiente de ensaio (kg);
M2 é a massa do recipiente de ensaio e provete de ensaio (kg);
Vr é o volume do recipiente de ensaio (l).
3.5.4) Desgaste de Los Angeles
3.5.4.1) Objetivo do ensaio
O principal objetivo deste ensaio é a determinação da perda de massa de um dado agregado
quando sujeito ao desgaste. Desta forma, é possível prever quão suscetíveis os agregados são à
abrasão quando incorporados no betão e também desenvolver correlações entre a capacidade
resistente dos agregados e as características mecânicas do betão.
3.5.4.2) Normas do ensaio
Foi seguida a metodologia especificada na norma NP EN 1097-2 (2002) “Ensaios das
propriedades mecânicas e físicas dos agregados - Parte 2: Método da determinação da
determinação da resistência à fragmentação”.
3.5.4.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios necessários para realizar o ensaio são os seguintes:
peneiros de ensaio da série ASTM;
balança com precisão de 0,1 g (Figura 3.5);
estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 ºC;
Capítulo 3 - Campanha experimental
54
agitador de peneiros;
máquina de Los Angeles (Figura 3.10);
carga abrasiva constituída por 11 esferas de aço com uma massa entre 390 e 445 g (6 a
12 esferas consoante a composição granulométrica) (Figura 3.11).
Figura 3.10 - Máquina de Los Angeles
Figura 3.11 - Esferas de aço
3.5.4.4) Amostras
As amostras devem ser constituídas por agregados que passem num peneiro de malha de 14 mm
e que fiquem retidos num peneiro de malha de 10 mm. A amostra a ensaiar deve possuir uma
massa de 5 kg e verificar um dos seguintes requisitos:
a) entre 60 e 70% dos agregados passam num peneiro com malha de 12,5 mm;
b) entre 30 e 40% dos agregados passam num peneiro com malha de 11,2 mm.
Para constituir a amostra, deve-se utilizar os peneiros de ensaio de 10 mm, 11,2 mm ou 12,5 mm
e 14 mm, de forma a obter frações separadas. Seguidamente, deve-se lavar e secar cada uma das
frações em estufa ventilada a uma temperatura de 110 ± 5 ºC. Por fim, retira-se as frações da
estufa e compõe-se o provete de acordo com os requisitos granulométricos apresentados,
reduzindo a amostra final até esta apresentar uma massa de 5000 ± 5 g. Regista-se esta massa
como M1.
3.5.4.5) Procedimento do ensaio
O procedimento especificado é o seguinte:
preparar o provete de ensaio como descrito em 3.5.4.4;
constituir a carga abrasiva em função do tipo de provete a ensaiar;
introduzir o provete de ensaio e respetiva carga abrasiva na máquina de Los Angeles, com
o cuidado de distribuir a carga abrasiva pelo comprimento do cilindro da máquina;
colocar a tampa na abertura e iniciar o funcionamento da máquina; o cilindro deve efetuar,
à velocidade de 30 a 33 r.p.m, um determinado número de rotações em função da
classificação da composição granulométrica especificada na norma LNEC E-237;
retirar o material do interior da câmara e peneirar o provete no peneiro de malha 1.68
mm, sobre o qual se deverá utilizar um peneiro de abertura superior de forma a evitar a
danificação do primeiro;
lavar o material sobre o peneiro 1,6 mm;
secar em estufa a uma temperatura de 110 ± 5 ºC até se atingir massa constante;
pesar o material e registar a sua massa como M2.
3.5.4.6) Resultados
A perda de desgaste na máquina de Los Angeles, em percentagem, é dada por:
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
55
𝑀1 − 𝑀2
𝑀1× 100
(3.21)
Onde:
M1 é a massa do provete de ensaio (g);
M2 é a massa do material retido no peneiro de malha 1,6 mm.
3.5.5) Índice de forma
3.5.5.1) Objetivo do ensaio
O índice de forma tem como objetivo caracterizar a geometria dos agregados grossos, com
granulometrias compreendidas entre 4 e 63 mm, caracterizando-os como partículas cúbicas ou
não-cúbicas e dessa forma prever os seus efeitos no desempenho mecânico dos betões, através da
compacidade da mistura, ou na sua trabalhabilidade, onde estes podem afetar a quantidade de
água necessária para manter o abaixamento pretendido para o betão.
3.5.5.2) Normas do ensaio
Foi seguida a metodologia especificada na norma NP EN 933-4 (2002) “Ensaios das propriedades
geométricas dos agregados - Parte 4: Determinação da forma das partículas - Índice de forma”.
3.5.5.3) Aparelhos e utensílios
Utilizaram-se os seguintes aparelhos e utensílios:
estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 ºC;
peneiros de ensaio, conforme especificado na norma NP EN 933;
máquina de peneirar;
balança de precisão ±0,1% da massa a determinar (Figura 3.5);
paquímetro (Figura 3.12);
Figura 3.12 - Paquímetro
3.5.5.4) Amostras
A amostra a ensaiar deve ser lavada e seca em estufa a uma temperatura de 110 ± 5 ºC até atingir
massa constante. Após secagem, as amostras são divididas em frações granulométricas conforme
indicado na norma NP EN 933-2, que compreendem os peneiros de malha 4 a 63 mm sendo
qualquer material exterior a esse intervalo rejeitado.
A massa do provete do agregado deve ser superior aos valores indicados na Tabela 3.16, sendo
que qualquer valor não indicado na mesma pode ser obtido por interpolação com os valores
apresentados. Regista-se a massa do provete de ensaio como Mo.
Capítulo 3 - Campanha experimental
56
Tabela 3.16 - Massa mínima dos provetes de ensaio (NP EN 933-4, 2002)
Dimensão máxima - Dmáx Massa mínima dos provetes (kg)
63 45
32 6
16 1
8 0.1
3.5.5.5) Procedimento do ensaio
Os procedimentos do ensaio são os seguintes:
preparar o provete de ensaio de acordo com o descrito em 3.5.5.4;
registar a massa de cada fração granulométrica retida no correspondente peneiro como
M1i e a sua percentagem V1i relativamente à massa do provete de ensaio M0;
todas as frações granulométricas que representem menos de 10% de M0 são desprezadas;
com o auxílio de um paquímetro, medir a maior (L) e menor (E) dimensão de cada
partícula e separar aquelas cuja relação dimensional verifique a condição L/E ≥ 3
(classificadas como não-cúbicas);
registar a massa das partículas não-cúbicas de cada fração granulométrica com M2i.
3.5.5.6) Resultados
O índice de forma SI é calculado através da seguinte expressão:
𝑆𝐼 =
∑ 𝑀2𝑖
∑ 𝑀1𝑖× 100
(3.22)
Onde:
∑ 𝑀2𝑖 é a soma das massas das partículas de cada uma das frações granulométricas (g);
∑ 𝑀1𝑖 é a soma das massas das partículas não-cúbicas de cada uma das frações
granulométricas ensaiadas (g).
3.6) Ensaios ao betão no estado fresco A caracterização do betão no estado fresco é bastante importante, uma vez que através da mesma
é possível determinar a sua compacidade, trabalhabilidade e densidade. Desta forma, na presente
campanha experimental, foram efetuados os ensaios de abaixamento e da massa volúmica.
3.6.1) Abaixamento (cone de Abrams)
3.6.1.1) Objetivo do ensaio
A quantificação da trabalhabilidade de um betão é essencial para identificar betões com aplicações
idênticas. Na presente campanha experimental, a trabalhabilidade dos betões produzidos foi
fixada para um abaixamento alvo de 125 ± 10 mm, sendo que para controlo deste valor se decidiu
manter fixa a quantidade de adjuvante utilizada, fazendo variar a relação a/c, como referido em
3.2.2.
3.6.1.2) Normas do ensaio
Foi seguida a metodologia definida pela norma NP EN 12350-2 (2009) “Ensaios do betão fresco.
Parte 2: Ensaio de abaixamento”.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
57
3.6.1.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios usados neste ensaio são os seguintes:
molde de metal de forma troncocónica de uma altura de 300 ± 2 mm, um diâmetro
máximo de 200 ± 2 mm e um mínimo de 100 ± 2 mm; 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 basa (Figura 3.13);
varão de compactação com extremidades arredondadas, com um diâmetro de 16 ± 1 mm
e um comprimento de 600 ± 5 mm (Figura 3.13);
funil que permita ser acoplado ao topo do molde troncocónico (Figura 3.13);
régua com uma precisão maior ou igual a 5 mm (Figura 3.13);
placa / superfície não absorvente, rígida e plana (Figura 3.13);
colher de pedreiro;
pano molhado;
cronómetro.
Figura 3.13 - Material utilizado no ensaio
3.6.1.4) Amostras
A amostra deve ser composta por um número de tomas distribuídas 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.
3.6.1.5) Procedimento do ensaio
O procedimento do ensaio é o seguinte:
humedecer o molde troncocónico e a placa / superfície;
colocar o molde sobre a placa / superfície;
encher o molde com a amostra recolhida, como referido em 3.5.1.4; o enchimento deverá
ser faseado por três camadas cuja altura, após compactação, deverá ser idêntica (1/3 da
altura do molde); a compactação é materializada por 25 pancadas, executadas com o
varão de compactação, distribuídas sobre toda a secção transversal da camada mas apenas
na sua espessura; no preenchimento da última camada, dever-se-á compensar a redução
de altura após compactação com uma quantidade suplementar de betão; durante todo o
processo de enchimento, deve-se manter o molde fixo contra a placa / superfície com os
pés sobre as abas (elementos de fixação);
após a compactação da camada de topo, rasa-se a superfície de betão através de
movimentos de rolamento com o varão de compactação;
remover o excesso de betão da placa / superfície;
Capítulo 3 - Campanha experimental
58
retirar cuidadosamente o molde levantando-o na vertical; toda a operação de
desmoldagem deverá ser executada em 5-10 s através de uma deslocamento único e firme,
sem transmissão de qualquer movimento lateral ou torsional;
a duração máxima da operação, desde o enchimento até à remoção do molde, é de 150 s
e deve ser executada sem qualquer interrupção;
após remoção do molde, regista-se o abaixamento (h) (Figura 3.14).
Figura 3.14 - Leitura do abaixamento
3.6.1.6) Resultados
O abaixamento (h) é quantificado pela diferença entre a altura do molde, cujo valor é de 300 mm
e o ponto mais alto do provete após desmoldagem. O ensaio só é válido se o betão se mantiver
substancialmente intacto e simétrico; caso contrário, é necessário repetir o ensaio (Figura 3.15).
Figura 3.15 - Formas de abaixamento, (a) ensaio válido e (b) ensaio inválido (NP EN 12350-2 (2002))
3.6.2) Massa volúmica
3.6.2.1) Objetivo do ensaio
O presente ensaio permite determinar a massa volúmica do betão fresco compactado.
Resumidamente, este ensaio consiste em pesar um recipiente rígido e estanque, de volume e massa
conhecidos que contém no seu interior betão fresco compactado.
3.6.2.2) Normas do ensaio
A metodologia seguida neste ensaio é a prescrita pela norma NP EN 12350-6 (2009) “Ensaios do
betão fresco. Parte 6: Massa volúmica”.
3.6.2.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios usados neste ensaio são os seguintes:
recipiente estanque, de volume conhecido (não inferior a 5 l), de rigidez relativamente
elevada, resistente à pasta de cimento, com a face interna lisa e com bordo superior
passível de acabamento (Figura 3.16);
dispositivo de compactação do betão; no presente estudo, utilizou-se uma agulha
vibratória (Figura 3.17);
balança de precisão superior ou igual a ±0.1% da massa a determinar;
rasoira de aço;
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
59
colher de pedreiro;
pano húmido.
Figura 3.16 - Recipiente estanque
Figura 3.17 - Agulha vibratória
3.6.2.4) Amostras
A amostra deve ser composta por um número de tomas distribuídas 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.
3.6.2.5) Procedimento do ensaio
O procedimento de ensaio é o seguinte:
pesar o recipiente e registar a sua massa como M1;
encher o recipiente com a amostra recolhida, conforme descrito; o procedimento deverá
ser faseado por duas camadas e respetiva compactação; o período de compactação
deverá ser o adequado e limitado a quaisquer indícios de segregação ou exsudação; caso
a compactação seja efetuada com agulha vibratória, assegurar o seu posicionamento
vertical e evitar o seu contacto com o recipiente;
após o enchimento do recipiente, proceder ao nivelamento da superfície com o auxílio
da colher de pedreiro e da rasoira;
remover os vestígios de betão no exterior do recipiente, com auxílio a um pano húmido;
pesar o recipiente com o betão fresco e registar a sua massa como M2.
3.6.2.6) Resultados
A massa volúmica (D) é dada pela expressão:
𝐷 =
𝑀2 − 𝑀1
𝑉𝑅
(3.23)
Onde:
D é a massa volúmica do betão fresco (kg/m3);
M1 é a massa do recipiente (kg);
M2 é a massa do recipiente com o provete de betão fresco (kg);
VR é o volume do recipiente (m3).
Capítulo 3 - Campanha experimental
60
3.7) Ensaios ao betão no estado endurecido É através dos ensaios realizados ao betão no estado endurecido que é possível determinar o seu
desempenho em condições de serviço no que concerne ao seu desempenho mecânico e
durabilidade. Na presente campanha experimental, foram efetuados apenas ensaios relativamente
às propriedades mecânicas dos betões produzidos.
3.7.1) Resistência à compressão
3.7.1.1) Objetivo do ensaio
O presente ensaio pretende determinar a capacidade resistente dos betões produzidos quando estes
são comprimidos sob tensão uniforme. Para tal, submete-se os provetes a carregamentos elevados
e regista-se o valor da carga correspondente à sua rotura.
3.7.1.2) Normas do ensaio
A metodologia seguida para o presente ensaio é a especificada pela norma NP EN 12390-3 (2011)
“Ensaios ao betão endurecido - Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio”. A
geometria e dimensão dos provetes ensaiados podem ser seguidos pela norma NP EN 12390-1
(2011) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 1: Forma, dimensões e outros requisitos para o
ensaio de provetes e para os moldes”. Por fim, para execução e cura dos provetes ensaiados,
seguiu-se a norma NP EN 12390-2 (2003) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 2: Execução e
cura dos provetes de ensaio de resistência mecânica”.
3.7.1.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios utilizados neste ensaio são os seguintes:
prensa hidráulica de quatro colunas e com velocidade de carregamento controlável,
respeitando a norma NP EN 12390-3 (Figura 3.18 e Figura 3.19);
pano de limpeza dos provetes;
balança com uma precisão igual ou superior a 0,1% da massa a determinar (Figura 3.5).
Figura 3.18 - Prensa hidráulica de quatro colunas
Figura 3.19 - Controlador da prensa hidráulica de
quatro colunas
3.7.1.4) Provetes de ensaio
O ensaio é realizado em provetes cúbicos com 150 mm de aresta com diferentes períodos de cura
(7, 28 e 56 dias). Na presente campanha experimental, estipulou-se para cada tipo de betão
produzido, que seriam ensaiados 3 provetes aos 7 dias, 5 provetes aos 28 dias e 3 provetes aos 56
dias. Todos os provetes foram mantidos 24 h na zona de betonagem de forma a ganhar resistência
suficiente para serem desmoldados e transportados para a câmara de cura.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
61
Refere-se ainda que, apesar de a 2ª fase da campanha experimental ter o principal objetivo de
garantir a trabalhabilidade pretendida para os betões produzidos, foi também possível produzir 6
provetes cúbicos, dos quais 3 provetes seriam ensaiados à compressão aos 7 dias e outros seriam
ensaiados aos 28 dias, sendo que estes provetes permitiam a comparação entre os resultados da 2ª
fase e 3ª fase da campanha experimental.
3.7.1.5) Procedimento do ensaio
O procedimento de ensaio foi o seguinte:
retirar o provete do ambiente de cura quando atingida a idade estabelecida;
remover o excesso de humidade e/ou sujidade do provete;
pesar e registar a massa do provete como M (este dado não tem contribuição direta para
os resultados do ensaio mas é um bom indicador da presença de vazios que justifiquem,
eventualmente, resultados anómalos);
limpar todas as superfícies da máquina de ensaio;
colocar o provete numa posição centrada, relativamente ao prato inferior da máquina,
para evitar qualquer tipo de excentricidade; o plano correspondente à face de acabamento
do provete não deverá ser uma superfície de ensaio, isto é, não deverá coincidir com
nenhum dos pratos da máquina (Figura 3.20);
aplicar a carga a uma velocidade constante de 0,2 a 1 MPa/s de forma contínua e sem
choques até se atingir a rotura (Figura 3.21) (no presente trabalho, utilizou-se uma
velocidade de carregamento de 11.3 kN/s, que corresponde a aproximadamente 0.5
MPa/s);
registar a carga máxima como F.
Figura 3.20 - Colocação do provete cúbico na prensa
Figura 3.21 - Rotura do provete cúbico
3.7.1.6) Resultados
Terminado o ensaio, a primeira tarefa a realizar é verificar se a rotura de cada provete é satisfatória
(Figura 3.22) ou não satisfatória (Figura 3.23), conforme estipulado na NP EN 12390-3
Figura 3.22 - Roturas satisfatórios dos provetes cúbicos (NP EN 12390-3)
Capítulo 3 - Campanha experimental
62
Figura 3.23 - Roturas não satisfatórias dos provetes cúbicos
Após verificar se as condições de rotura são satisfatórias, deve-se determinar a resistência à
compressão de cada provete, dada pela expressão:
𝑓𝑐 =
𝐹
𝐴𝑐
(3.24)
Onde:
fc é a resistência à compressão do provete (MPa ou N/mm2);
F é a carga máxima (N);
Ac é a área da secção transversal do provete na qual a força foi aplicada (mm2).
A resistência à compressão dos vários betões é dada pela média dos resultados dos provetes
ensaiados.
3.7.2) Resistência à tração por compressão diametral
3.7.2.1) Objetivo do ensaio
A resistência à tração de um betão pode ser determinada por ensaios de tração pura, de flexão
simples ou de compressão diametral. Uma vez que os ensaios de tração pura são de difícil
execução, esta é obtida através de um dos outros dois ensaios, ainda que estes apresentam
resultados diferentes.
Tendo em conta estes fatores, optou-se pelo ensaio de resistência à tração por compressão
diametral, que consiste em aplicar uma carga de faca ao longo da maior dimensão do provete
cilíndrico. Este carregamento vai originar tensões ortogonais ao plano de carga (trações),
originando a rotura por tração do provete.
3.7.2.2) Normas do ensaio
Foi seguida a especificação descrita na norma NP EN 12390-6 (2011) “Ensaios ao betão
endurecido - Parte 6: Resistência à tração por compressão dos provetes”. Os aspetos que dizem
respeito à geometria e dimensão dos provetes ensaiados podem ser consultados na NP EN 12390-
1 (2003) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 1: Forma, dimensão e outros requisitos para o
ensaio de provetes e para moldes”. Para execução e cura dos provetes ensaiados, seguiu-se a
norma NP EN 12390-2 (2003) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 2: Execução e cura dos
provetes de ensaio de resistência mecânica”.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
63
3.7.2.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios usados neste ensaio são os seguintes:
prensa hidráulica de quatro colunas e com velocidade de carregamento controlável,
respeitando a norma NP EN 12390-4 (Figura 3.18);
posicionador dos provetes, em aço (opcional);
peça de carga, em aço;
faixas de cartão prensado, conforme a NP EN 316;
pano de limpeza dos provetes.
3.7.2.4) Provetes de ensaio
Os provetes utilizados tinham forma cilíndrica, com 150 mm de diâmetro e 300 mm de altura. O
período de cura, idêntico em todos os provetes, é de 28 dias. Todos os provetes foram mantidos
24 h na zona de betonagem de forma a ganharem resistência suficiente para serem desmoldados
e transportados para a câmara de cura.
3.7.2.5) Procedimento do ensaio
O procedimento do ensaio é o seguinte:
retirar o provete do ambiente de cura quando atingida a idade estabelecida;
remover o excesso de humidade e/ou sujidade do provete;
limpar cuidadosamente todas as superfícies da máquina de ensaio;
colocar o provete no posicionador e centrá-lo perfeitamente em relação aos pratos para
evitar qualquer tipo de excentricidade (Figura 3.24);
posicionar as faixas de cartão prensado e a peça de carga ao longo do topo e da base do
plano de carregamento do provete;
aplicar a carga a uma velocidade constante entre 0,04 e 0,06 MPa/s, de forma contínua e
sem choques até se atingir a rotura (Figura 3.25) ( no presente trabalho, utilizou-se uma
velocidade de carregamento de 3,5 kN/s); deve-se assegurar que os pratos estão dispostos
paralelamente em todo o ensaio;
registar a carga máxima atingida como F.
Figura 3.24 - Posicionamento do provete cilíndrico
Figura 3.25 - Rotura do provete cilíndrico
3.7.2.6) Resultados
A resistência à tração por compressão diametral de cada provete é dada pela expressão:
𝑓𝑐𝑡 =
2 × 𝐹
𝜋 × 𝐿 × 𝑑
(3.25)
Capítulo 3 - Campanha experimental
64
Onde:
fct é a resistência à tração por compressão diametral (MPa ou N/mm2);
F é a carga máxima (N);
L é o comprimento da linha de contacto do provete (mm);
d é a dimensão da secção transversal (mm).
A resistência à tração por compressão diametral dos vários betões é dada pela média dos
resultados dos respetivos provetes.
3.7.3) Módulo de elasticidade
3.7.3.1) Objetivo do ensaio
O módulo de elasticidade de um betão permite caracterizar a sua rigidez através da análise da
relação tensão / extensão (em regime elástico. Este parâmetro tem especial importância em
estruturas solicitadas por deformações impostas, tanto ao nível das deformações como de
esforços.
Este parâmetro é também definido pela reta que é tangente na origem da curva ou pela
secante que passa entre dois pontos de tensão conhecida dessa mesma curva. Na presente
campanha experimental, calcula-se o módulo de elasticidade secante após um número
especificado de ciclos de carga e para um nível de tensão na ordem de 1/3 da resistência média à
compressão (fctm).
3.7.3.2) Normas do ensaio
Foi seguida a metodologia de ensaio prescrita na norma LNEC E-397 (1993) “Betões:
Determinação do módulo de elasticidade em compressão”.
3.7.3.3) Aparelhos e utensílios
Foram utilizados os seguintes aparelhos e utensílios:
prensa hidráulica (Figura 3.26);
extensómetros elétricos (tipo PFL 30-11-3LT);
data logger acoplado à prensa hidráulica (permite a interpretação e transmissão dos sinais
elétricos emitidos pelos extensómetros para um PC);
pano de limpeza dos provetes.
Figura 3.26 - Prensa hidráulica
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
65
3.7.3.4) Provetes de ensaio
Este ensaio utiliza provetes cilíndricos de geometria semelhante aos utilizados para o ensaio de
resistência à tração por compressão diametral. O seu tempo de cura é de 28 dias. Todos os provetes
foram mantidos 24 h na zona de betonagem de forma a ganhar resistência suficiente para ser
desmoldados e transportados para a câmara de cura.
3.7.3.5) Procedimento do ensaio
O procedimento de ensaio é o seguinte:
retirar o provete do ambiente de cura quando atingida a idade estabelecida;
retificar ambas as faces de ensaio do provete de modo a torná-lo perfeitamente lisas e
paralelas; após retificação, esperar que o provete seque;
remover excesso de humidade e/ou sujidade do provete;
colar dois extensómetros no provete em posições diametralmente opostas;
limpar as superfícies da máquina de ensaio;
posicionar o provete evitando qualquer excentricidade de carregamento; recorrer a uma
rótula metálica para assegurar a transmissão exclusiva de esforço axial; verificar o correto
posicionamento do provete pela diferença registada nos dois extensómetros (|휀ext1- 휀ext2|)
que deverá, após cada ciclo de carga, ser inferior a 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 se atingir 1/3 da tensão média de resistência à
compressão;
registar as extensões e tensões iniciais e finais;
efetuar um novo ciclo de carga;
após cada ciclo, confirmar se a diferença entre a média das variações de extensão de ciclos
consecutivos (|휀𝑖 - 휀𝑖+1|) é inferior a 1× 10−5; caso o limite não seja satisfatório, é
necessário repetir o ciclo de carga;
efetuar os ciclos necessários até que o ponto anterior seja verificado (|휀𝑖 − 휀𝑖+1| < 1 ×
105) .
3.7.3.6) Resultados
Considerando que a diferença entre as médias das variações de extensão entre dois ciclos
consecutivos verifica a expressão:
|휀𝑖 − 휀𝑖+1| = |(
휀𝑒𝑥𝑡1 + 휀𝑒𝑥𝑡2
2)
𝑖− (
휀𝑒𝑥𝑡1 + 휀𝑒𝑥𝑡2
2)
𝑖+1| < 1 × 10−5
(3.26)
O módulo de elasticidade em compressão (Ec) é dado por:
𝐸𝑐 =
Δσ
Δ휀=
𝜎𝑓,𝑛 − 𝜎𝑖,𝑛
휀𝑓,𝑛 − 휀𝑖,𝑛× 10−3
(3.27)
Onde:
Ec é o módulo de elasticidade em compressão (GPa);
𝜎𝑖,𝑛 é a tensão inicial aplicada no ciclo n (MPa);
𝜎𝑓,𝑛 é a tensão máxima aplicada no ciclo n (MPa);
휀𝑖,𝑛 é a extensão correspondente à tensão 𝜎𝑖,𝑛, registada no ciclo n;
Capítulo 3 - Campanha experimental
66
휀𝑓,𝑛 é a extensão correspondente à tensão 𝜎𝑓,𝑛, registada no ciclo n.
3.7.4) Velocidade de propagação de ultra-sons
3.7.4.1) Objetivo do ensaio
A determinação da velocidade de propagação de ultra-sons, através de um ensaio não-destrutivo,
permite obter, indiretamente, informação sobre as características mecânicas, compacidade e
homogeneidade dos provetes. Espera-se através deste ensaio observar a influência das adições de
adjuvantes e fíleres nos betões produzidos.
3.7.4.2) Normas do ensaio
Foi seguida a especificação descrita na norma NP EN 12504-4 (2004) “Ensaios do betão nas
estruturas - Parte 4: Determinação da velocidade de propagação de ultra-sons”. Os aspetos que
dizem respeito à geometria e dimensão dos provetes ensaiados podem ser consultados na NP EN
12390-1 (2003) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 1: Forma, dimensão e outros requisitos
para o ensaio de provetes e para moldes". Para execução e cura dos provetes ensaiados, seguiu-
se a norma NP EN 12390-2 (2003) “Ensaios ao betão endurecido - Parte 2: Execução e cura dos
provetes de ensaio de resistência mecânica”.
3.7.4.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios utilizados são os seguintes:
aparelho de medida da velocidade de propagação de ultra-sons, equipado com transdutor
emissor e transdutor recetor (Figura 3.27);
cilindro de calibração (Figura 3.27);
material de contacto que permita homogeneização da superfície do provete (Figura 3.27).
Figura 3.27 - Material utilizado para realização do ensaio
3.7.4.4) Provetes de ensaio
Os provetes de ensaio foram preparados de forma semelhante aos referidos no ponto 3.6.1.4.
3.7.4.5) Procedimento do ensaio
O procedimento executado foi o seguinte:
ligar e calibrar o equipamento de medição dos ultra-sons com recurso ao cilindro de
calibração (elemento cuja velocidade de propagação é, por definição, 25,4 s);
definir as faces para medição (todas a exceção da face de acabamento e respetiva face
oposta) e aplicar o material de contacto, de forma a permitir a homogeneização das
superfícies do provete;
colocar os transdutores alinhados, em faces opostas e sobre o material de contacto,
preferencialmente em posição central na superfície do provete;
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
67
registar o tempo de propagação; na presente dissertação, foram registados, para cada tipo
de provete, três tempos de propagação que consistiam na medição do tempo de
propagação de duas faces, efetuando-se em seguida rotação de 180º do provete e registo
de tempo de propagação e, por fim, a colocação do provete na posição inicial e novo
registo de tempo de propagação (Figura 3.28).
Figura 3.28 - Ensaio de ultra-sons a decorrer
3.7.4.6) Resultados
Os resultados do presente ensaio são dados pela média dos três tempos de propagação medidos
em cada provete e pela média entre este valor e os valores médios obtidos através do ensaio dos
restantes provetes do mesmo tipo.
3.7.5) Resistência ao desgaste por abrasão
3.7.5.1) Objetivo do ensaio
Este ensaio tem por objetivo caracterizar a resistência à abrasão do betão por desgaste. Em suma,
pretende determinar a capacidade de um betão para suportar ações que provocam desagregação
ou perda de secção e é especialmente importante em obras com elementos estruturais de betão à
vista, como o caso de pavimentos, canais hidráulicos, superfícies de revestimento, entre outros.
3.7.5.2) Normas do ensaio
Foi seguida a metodologia prescrita na norma alemã DIN 52108 (2010) “Testing of inorganic
non-metallic materials: Wear teste with grinding wheel according to Böhme”.
3.7.5.3) Aparelhos e utensílios
Os aparelhos e utensílios usados neste ensaio foram os seguintes:
máquina de abrasão de Böhme (Figura 3.29);
pó abrasivo (Figura 3.30);
estufa ventilada à temperatura de 110 ± 5 ºC;
balança com precisão igual ou superior a 0,1 g;
paquímetro;
equipamento de limpeza da máquina de abrasão e provetes;
pano de limpeza.
Capítulo 3 - Campanha experimental
68
Figura 3.29 - Máquina de abrasão de Böhme
Figura 3.30 - Pó abrasivo
3.7.5.4) Provetes de ensaio
A geometria dos provetes utilizados neste ensaio é paralelepipédica, definida por uma base de 71
± 1,5 mm de aresta e por uma altura não uniformizada de 50 mm. Os provetes foram produzidos
pelo corte de cubos com 100 mm de aresta após 91 dias de idade como estipulado pela norma.
Em seguida, os mesmos foram secos em estufa ventilada até atingirem massa constante. Todos os
provetes foram mantidos 24 h na zona de betonagem de forma a ganharem resistência suficiente
para serem desmoldados e transportados para a câmara de cura.
3.7.5.5) Procedimento do ensaio
O procedimento de ensaio foi o seguinte:
retirar o provete da estufa quando obtiver as exigências atrás exigidas;
remover eventuais sujidades do provete;
pesar e medir altura inicial do provete em nove pontos, marcados previamente na face de
topo (oposta à de teste), conforme a Figura 3.31;
limpar as superfícies da máquina de abrasão;
distribuir uniformemente 20 g de pó abrasivo pelo trilho de abrasão (Figura 3.29);
posicionar o provete no mecanismo de fixação e aplicar no centro da sua face de topo um
carregamento vertical; este procedimento sujeita o provete a uma pressão de contato de
30 ± 0,3 kPa e garante o atrito suficiente entre o mesmo e o conjunto abrasivo (disco e
pó);
iniciar a rotação do disco de Böhme a uma velocidade 30 ± 1 rpm e completar 22 voltas;
este processo designa-se por ciclo de teste; o ensaio de resistência à abrasão inclui 16
ciclos de teste (Figura 3.32);
entre cada ciclo de teste, limpar o 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;
por cada rotação de 360º do provete (4 ciclos), pesar e registar a massa do provete;
acabados os 16 ciclos, limpar o provete e medir a altura dos mesmos nove pontos.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
69
Figura 3.31 - Distribuição dos pontos de medição do
desgaste
Figura 3.32 - Ensaio de abrasão a decorrer
3.7.5.6) Resultados
Os resultados do ensaio de desgaste por abrasão são determinados pela redução da
altura/espessura do provete, dada pela expressão:
Δ𝑙 =
∑ (𝑙𝑖,𝑗 − 𝑙𝑓,𝑗)𝑛𝑗=1
𝑛
(3.28)
Onde:
Δ𝑙 é a perda média de espessura (mm);
𝑙𝑖,𝑗 é a espessura inicial do provete, medida no ponto j (mm);
𝑙𝑓,𝑗 é a espessura final do provete, medida no ponto j (mm);
𝑛 é o número de pontos marcados no provete.
Capítulo 3 - Campanha experimental
70
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
71
4) Resultados da campanha experimental 4.1) Introdução Neste capítulo, são apresentados os resultados dos ensaios efetuados durante a campanha
experimental. Foi também realizada uma análise comparativa dos mesmos com o intuito de
averiguar a influência no desempenho mecânico dos betões da substituição de cimento por lamas
de corte de mármore e da incorporação de adjuvantes nos mesmos.
4.2) Ensaios de caraterização aos agregados naturais A caraterização dos agregados naturais é de extrema importância uma vez que são os constituintes
maioritários do betão, influenciando assim as caraterísticas do mesmo. A análise das lamas de
corte de mármore foi efetuada separadamente, nos laboratórios do LNEC, encontrando-se os
resultados da sua análise no subcapítulo 4.3.
4.2.1) Análise granulométrica Tal como mencionado no subcapítulo 3.5.1 e conforme indicado na norma NP EN 933-1 (2000),
são apresentados os resultados da análise granulométrica. Os dados recolhidos desta análise
permitem caracterizar os agregados através das suas curvas granulométricas, da sua máxima
dimensão, módulo de finura e percentagem de finos (f). Os resultados encontram-se apresentados
individualmente por agregado (brita 2, brita 1, bago de arroz, areia 2 e areia 1). Na leitura das
tabelas apresentadas, leia-se M1 como a massa total da amostra recolhida após secagem em estufa
até valor constante e M2 como a mesma massa após lavagem e secagem. As curvas
granulométricas fornecidas pelos diferentes fabricantes podem ser consultadas no ANEXO A.
4.2.1.1) Brita 2
A análise granulométrica da brita 2, a sua percentagem de finos (f), o seu módulo de finura (MF)
e a sua massa inicial são apresentados na Tabela 4.1. A curva granulométrica da brita 2 encontra-
se ilustrada na Figura 4.1.
Tabela 4.1 - Caraterização granulométrica da brita 2
Brita 2
M1 (g) 5553 f 0,95
M2 (g) 5551,7 MF 11,5
Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
31,5 0 0,0 0,0 100,00
22,5 455 8,19 8,19 91,81
16 2559 46,08 54,28 45,72
11,2 2238 40,30 94,58 5,42
8 210 3,78 98,36 1,64
5 33 0,59 98,96 1,04
4 5 0,09 99,05 0,95
2 0 0,0 99,05 0,95
1 0 0,0 99,05 0,95
0,5 0 0,0 99,05 0,95
0,25 0 0,0 99,05 0,95
0,125 0 0,0 99,05 0,95
0,063 0 0,0 99,05 0,95
Refugo 53 0,95 100,00 0,0
Total 5553 100
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
72
Figura 4.1 - Curva granulométrica da brita 2
4.2.2.1) Brita 1
A análise granulométrica da brita 2, a sua percentagem de finos (f), o seu módulo de finura (MF)
e a sua massa inicial são apresentados na Tabela 4.2.
Tabela 4.2 - Caraterização granulométrica da brita 1
Brita 1
M1 (g) 5536,3 f 0,58
M2 (g) 5535,4 MF 9,4
Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
22,5 0 0,00 0,00 100,00
16 0 0,00 0,00 100,00
11,2 989 17,86 17,86 82,14
8 1569 28,34 46,20 53,80
5 2294 41,44 87,64 12,36
4 469 8,47 96,11 3,89
2 121 2,2 98,30 1,70
1 17 0,3 98,60 1,40
0,5 8 0,1 98,75 1,25
0,25 13,6 0,2 98,99 1,01
0,125 14,3 0,3 99,25 0,75
0,063 9,5 0,2 99,42 0,58
Refugo 31,9 0,58 100,00 0,0
Total 5536,3 100,0
Os resultados obtidos permitem verificar que a dimensão máxima dos agregados de brita 1 é de
11,2 mm. Na Figura 4.2, apresenta-se a curva granulométrica da brita 1, construída após
tratamento dos dados obtidos da Tabela 4.2. Verifica-se, pela análise da mesma, que esta é
semelhante à curva granulométrica do fornecedor.
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
0,01 0,1 1 10 100
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Dimensão do agregado (mm)
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
73
Figura 4.2 - Curva granulométrica da brita 1
4.2.3.1) Bago de arroz
A análise granulométrica do bago de arroz, a sua percentagem de finos (f), o seu módulo de finura
(MF) e a sua massa inicial são apresentados na Tabela 4.3. A curva granulométrica do bago de
arroz encontra-se ilustrada na Figura 4.3.
Tabela 4.3 - Caraterização granulométrica do bago de arroz
Bago de arroz
M1 (g) 5500,4 f 0,78
M2 (g) 5498,8 MF 8,3
Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
16 0 0,00 0,00 100,00
11,2 0 0,00 0,00 100,00
8 2,7 0,05 0,05 99,95
5 2853,1 51,87 51,92 48,08
4 2046 37,20 89,12 10,88
2 478,6 8,7 97,82 2,18
1 5,6 0,1 97,92 2,08
0,5 14 0,3 98,17 1,83
0,25 14 0,3 98,43 1,57
0,125 34,9 0,6 99,06 0,94
0,063 8,5 0,2 99,22 0,78
Refugo 43 0,78 100,00 0,0
Total 5500,4 100,0
Analisando a Tabela 4.3 e a Figura 4.3, constata-se que a máxima dimensão do bago de arroz é
de 8 mm. Verifica-se também que os valores obtidos se encontram dentro daqueles estabelecidos
pelo fornecedor.
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
0,01 0,1 1 10 100
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Dimensão do agregado (mm)
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
74
Figura 4.3 - Curva granulométrica do bago de arroz
4.2.4.1) Areia 2
A análise granulométrica da areia 2, a sua percentagem de finos (f), o seu módulo de finura (MF)
e a sua massa inicial são apresentados na Tabela 4.4. A curva granulométrica da areia 2 encontra-
se ilustrada na Figura 4.4.
Tabela 4.4 - Caraterização granulométrica da areia 2
Areia 2
M1 (g) 5469,05 f 0,05
M2 (g) 5468,1 MF 5,3
Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
11,2 0 0,00 0,00 100,00
8 6,5 0,12 0,12 99,88
5 102,1 1,87 1,99 98,01
4 67,5 1,23 3,22 96,78
2 500,4 9,1 12,37 87,63
1 1271,8 23,3 35,62 64,38
0,5 2197,2 40,2 75,80 24,20
0,25 1209,65 22,1 97,92 2,08
0,125 104,8 1,9 99,83 0,17
0,063 6,4 0,1 99,95 0,05
Refugo 2,7 0,05 100,00 0,0
Total 5469,05 100,0
Analisando a Tabela 4.4 e a Figura 4.4, constata-se que a máxima dimensão da areia 2 é de 5 mm.
Verifica-se também que os valores obtidos se encontram dentro daqueles estabelecidos pelo
fornecedor.
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
0,01 0,1 1 10 100
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Dimensão do agregado (mm)
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
75
Figura 4.4 - Curva granulométrica da areia 2
4.2.5.1) Areia 1
A análise granulométrica da areia 1, a sua percentagem de finos (f), o seu módulo de finura (MF)
e a sua massa inicial são apresentados na Tabela 4.5. A curva granulométrica da areia 1 encontra-
se ilustrada na Figura 4.5.
Tabela 4.5 - Caraterização granulométrica da areia 1
Areia 1
M1 (g) 5432 f 0,84
M2 (g) 5431,1 MF 4,1
Peneiro Massa retida no peneiro Massa acumulada
Retida Passante
(mm) (g) (%) (%) (%)
11,2 0 0,00 0,00 100,00
8 2,8 0,05 0,05 99,95
5 3,4 0,06 0,11 99,89
4 0,7 0,01 0,13 99,87
2 15,4 0,3 0,41 99,59
1 48,4 0,9 1,30 98,70
0,5 1071,5 19,7 21,03 78,97
0,25 3522,6 64,8 85,88 14,12
0,125 708,4 13,0 98,92 1,08
0,063 13 0,2 99,16 0,84
Refugo 45,8 0,84 100,00 0,0
Total 5432 100,0
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
0,01 0,1 1 10 100
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Dimensão do agregado (mm)
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
76
Analisando a Tabela 4.5 e a Figura 4.5, constata-se que a máxima dimensão da areia 1 é de 1 mm.
Verifica-se também que os valores obtidos se encontram dentro daqueles estabelecidos pelo
fornecedor,
Figura 4.5 - Curva granulométrica da areia 1
4.2.2) Massa volúmica e absorção de água Tal como referido em 3.5.2, a determinação da massa volúmica e absorção de água foi realizada
de acordo com o prescrito na NP EN 1097-6 (2003). Os resultados obtidos encontram-se na
Tabela 4.6. Na mesma, leia-se a como a massa volúmica do material impermeável das partículas,
rd como a massa volúmica das partículas secas em estufa, sssd como a massa volúmica das
partículas saturadas com superfície seca e WA24 como a absorção de água após 24 h de imersão.
Tabela 4.6 - Massas volúmicas e absorção de água dos agregados ensaiados
a (kg/m3) rd (kg/m3) ssd(kg/m3) WA24 (%)
Areia 1 2566 2560 2563 0,09
Areia 2 2469 2411 2434 0,97
Bago de arroz 2749 2661 2693 1,21
Brita 1 2775 2625 2679 2,06
Brita 2 2715 2552 2612 2,35
No que concerne à massa volúmica dos agregados analisados e confrontando os resultados
apresentados na Tabela 4.6 com os dados das fichas técnicas dos fornecedores (Anexo A),
verifica-se que, à exceção da areia 2, cujos valores obtidos divergem ligeiramente dos
apresentados nas mesmas, os restantes agregados ensaiados apresentam valores semelhantes aos
indicados nas fichas técnicas.
Relativamente à absorção de água após 24 h de imersão dos agregados naturais, registaram-se
valores relativamente baixos. Coutinho (1997) refere que, apenas para valores de absorção
superiores a 5%, será necessário realizar ensaios adicionais uma vez que os agregados que
ultrapassem estes limites possuem, em geral, baixas tensões de rotura e uma fraca resistência à
meteorização.
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
0,01 0,1 1 10 100
Mat
eria
l p
assa
nte
(%
)
Dimensão do agregado (mm)
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
77
4.2.3) Massa volúmica aparente Conforme referido no subcapítulo 3.5.3, o ensaio de caraterização da massa volúmica aparente
seguiu o procedimento prescrito na norma NP EN 1097-3 (2003). Os resultados deste ensaio
encontram-se na Tabela 4.7.
Tabela 4.7 - Massa volúmica aparente dos agregados ensaiados
Areia 2 Areia 1 Bago de arroz Brita 1 Brita 2
(kg/m3) 1591,5 1619,2 1336,7 1297 1314,6
4.2.4) Desgaste de Los Angeles Como indicado no subcapítulo 3.5.4, o ensaio de desgaste de Los Angeles segue a metodologia
proposta na norma NP EN 1097-2 (2002). Relembra-se que este ensaio é realizado apenas para
agregados grossos, e que consiste na determinação da massa retida no peneiro de 1,6 mm, após
realização do ensaio. Esta propriedade relaciona-se indiretamente com a resistência mecânica dos
betões. Os resultados do ensaio de desgaste de Los Angeles encontram-se na Tabela 4.8.
Tabela 4.8 - Resultados obtidos no ensaio de desgaste de Los Angeles
Brita 2 Brita 1
Desgaste de Los Angeles (%) 27,99 27,83
Analisando os resultados obtidos e consultando também a norma LNEC E373 verifica-se que em
betões estruturais o limite máximo da presente propriedade é de 50%, pelo que está respeitada
esta condição.
4.2.5) Índice de forma De acordo com o subcapítulo 3.5.5, o índice de forma foi determinado de acordo com a
metodologia prescrita na norma NP EN 933-4 (2002). Refere-se ainda que a mesma indica que as
partículas a ensaiar são todas aquelas que passem no peneiro de 63 mm e que fiquem retidas no
peneiro de 4 mm, limitando a determinação do índice de forma a agregados grossos. Na Tabela
4.9, é possível observar os resultados referentes ao ensaio do índice de forma.
Tabela 4.9 - Índice de forma dos agregados ensaiados
Brita 2 Brita 1 Bago de arroz
Índice de forma SI (%) 14 17,1 17,9
4.3) Ensaios de caraterização às lamas de corte de mármore No presente subcapítulo, são apresentados os resultados referentes aos ensaios realizados às lamas
de corte de mármore, realizados nos laboratórios do LNEC. Como referido, estes ensaios foram
separados dos agregados naturais uma vez que, devido à sua finura, a sua caraterização deve ser
realizada em laboratórios especializados, seguindo também procedimentos de normas distintos.
4.3.1) Massa volúmica e superfície específica de Blaine Conforme referido no subcapítulo 3.2.1, a determinação da massa volúmica e da superfície
específica de Blaine realizou-se na Unidade de Betões e Cimentos do LNEC, de acordo com a
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
78
metodologia especificada pela norma NP EN 196-6 (2010) “Métodos de ensaio de cimentos -
Parte 6: Determinação da finura”. Encontram-se, na Tabela 4.10, os resultados destes ensaios.
Tabela 4.10 - Massa volúmica e superfície específica das lamas de corte
Massa volúmica (g/cm3) Superfície específica (cm2/g)
2,73 2150
2,74(1)
(1) Ensaio realizado após peneiração manual da amostra passada no peneiro de 63 m
Nas Tabelas 4.11 e 4.12, são apresentados, a título comparativo, os valores obtidos pelos autores
de algumas das principais pesquisas bibliográficas, quer a nível nacional quer internacional. Por
análise das mesmas, conclui-se em termos de massa volúmica que, apesar das diversas origens
dos mármores apresentados, os valores desta propriedade não variam significativamente. O
mesmo não se verifica para a superfície específica uma vez que a mesma apresenta resultados
bastante distintos, que dependem da zona de origem do mármore utilizado.
Tabela 4.11 - Comparação entre os valores de massa volúmica obtidos na presente dissertação e nas principais pesquisas bibliográficas
Origem do mármore Massa volúmica (g/cm3)
Rodrigues (2014) Portugal 2,73
Almeida (2004) Portugal 2,7 - 2,9
Moura et al. (2007) Portugal 2,71
Binici et al. (2007) Turquia 3,19
Aruntas et al. (2010) Turquia 2,60
Aliabdo et al. (2013) Egipto 3,15
Ergün (2011) Turquia 2,68
Tabela 4.12 - Comparação entre os valores de superfície específica obtidos na presente dissertação e nas principais pesquisas bibliográficas
Origem do mármore Superfície específica (cm2/g)
Rodrigues (2014) Portugal 2150(1)
Aruntas et al. (2010) Turquia 3097
Aliabdo et al. (2013) Egipto 3996 (2) Ensaio realizado após peneiração manual da amostra passada no peneiro de 63 m
4.3.2) Baridade De acordo com o referido no subcapítulo 3.2.1, a determinação da baridade seguiu a metodologia
prescrita na norma NP EN 1097-3 (2002) “Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos
agregados - Parte 3: Determinação da baridade e do volume de vazios” e realizou-se na Unidade
de Betões e Cimentos do LNEC. Os resultados deste ensaio permitem concluir que as lamas de
corte possuem uma baridade de 1,1 Mg/m3.
4.3.3) Análise granulométrica A análise granulométrica das lamas de corte realizou-se de acordo com a norma EN 933-10 (2009)
“Ensaios para determinação das propriedades gerais dos agregados - Parte 10: Determinação
do teor de finos. Granulometria dos fíleres (peneiração por jato de ar) ”. São apresentados, na
Tabela 4.13, os resultados referentes a este ensaio.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
79
Tabela 4.13 - Análise granulométrica das lamas de corte
Dimensão das aberturas
do peneiro (mm)
Percentagem cumulativa
do material passado (%)
2,000 84,2
0,125 27,5
0,063 16,8
Como se pode observar na Tabela 4.13, a análise granulométrica das lamas de corte de mármore
parece sugerir que estas possuem dimensões muito superiores às que seriam esperadas para um
fíler. Tal fator pode ser justificado pelo facto de o método de o processo extrativo destes agregados
ser efetuado recorrendo a máquinas de corte de fio diamantado, originando partículas de
dimensões ligeiramente superiores às que se obteriam utilizando discos diamantados. Salienta-se,
mais uma vez que, tal fator, apesar de se traduzir em resultados menos satisfatórios em termos do
desempenho mecânico dos betões produzidos, aumenta o carácter inovador da dissertação.
4.3.4) Composição química A determinação da composição química de cada um dos componentes químicos dos agregados de
mármore foi realizada na Unidade de Betões e Cimentos do LNEC, de acordo com a metodologia
prescrita nas normas NP EN 196-2 (2006) “Métodos de ensaio de cimentos - Parte 2: Análise
química dos cimentos” e LNEC E 406 (1993) “Cimentos. Determinação do teor de óxido de ferro.
Método espectrofotométrico com a 1,10 fenantrolina”. São assim apresentados na Tabela 4.14,
os resultados deste ensaio, bem como as respetivas normas utilizadas na determinação de cada
um dos componentes presentes nas lamas de corte.
Tabela 4.14 - Composição química das lamas de corte e normas utilizadas na determinação dos seus componentes
Determinações Resultados Documentos normativos
Perda ao fogo (%) 42,6 NP EN 196-2:2006 (secção 7)
Resíduo insolúvel. Método do
carbonato de sódio (%) 1,8 NP EN 196-2:2006 (secção 9)
Sulfatos, SO3 (%) < 0,1 NP EN 196-2:2006 (secção 8)
Cloretos, Cl- (%) < 0,01 NP EN 196-2:2006 (secção 14)
Óxido de sílicio, SiO2 (%) 1,39 NP EN 196-2:2006 (secção 13.4 e 13.9)
Óxido de alumínio, Al2O3 (%) 0,32 NP EN 196-2:2006 (secção 13.11)
Óxido de ferro, Fe2O3 (%) 0,14 LNEC E 406-1993
Óxido de sódio, Na2O (%) < 0,04 NP EN 196-2:2006 (secção 17)
Óxido de potássio, K2O (%) < 0,06 NP EN 196-2:2006 (secção 17)
Óxido de cálcio, CaO (%) 54,2 NP EN 196-2:2006 (secção 13.14)
Óxido de magnésio, MgO (%) 0,64 NP EN 196-2:2006 (secção 13.15) 2 A amostra foi fundida com tetraborato de lítio
3 A sílica solúvel indicada na secção 13.9 da NP EN 196-2:2006 é determinada segundo a Especificação LNEC E 407-1993 Cimentos.
Determinação do teor em sílica remanescente. Método espectrofotométrico com o molibdato
Com os resultados da Tabela 4.14 e analisando a Tabela 4.15, é possível constatar a semelhança
da composição química dos agregados de mármore utilizados na presente dissertação com aqueles
utilizados nalgumas das investigações pesquisadas. Verificam-se caraterísticas bastante próximas
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
80
entre estes mármores e aqueles utilizados por Almeida (2004) e Binici et al. (2007), apesar de os
mármores deste último serem de origem turca. Por outro lado, nota-se alguma diferença para os
mármores utilizados por Aliabdo (2013), de origem egípcia, especialmente no teor em óxido de
cálcio. Já no subcapítulo 4.3.1 se tinha observado que os mármores utilizados por este autor eram
os que mais divergiam dos utilizados na presente dissertação, em termos de massa volúmica e
superfície específica de Blaine.
Tabela 4.15 - Comparação da composição química das lamas de corte com algumas das principais investigações
Determinações
Resultados
Rodrigues
(2014)
Almeida
(2004)
Binici et al.
(2007)
Aliabdo
(2013)
Perda ao fogo (%) 42,6 43,4 35,5 2,5
Resíduo insolúvel (%) 1,8 0,9 0 0,89
Sulfatos, SO3 (%) 0,1 0,09 0 0,56
Cloretos, CL- (%) 0,01 0,03 0 0
Óxido de sílicio, SiO2 (%) 1,39 0,91 5,1 1,12
Óxido de alumínio, Al2O3 (%) 0,32 3,72 0,4 0,73
Óxido de ferro, Fe2O3 (%) 0,14 0,4 1,98 0,05
Óxido de sódio, Na2O (%) 0,04 0 0,04 0
Óxido de potássio, K2O (%) 0,06 0 0,09 0,09
Óxido de cálcio, CaO (%) 54,2 54,29 50,13 83,22
Óxido de magnésio, MgO (%) 0,64 0,3 2,72 0,52
4.3.5) Composição mineralógica A composição mineralógica das lamas de corte de mármore foi efetuada na Unidade de Metais e
Revestimentos Inorgânicos do LNEC, recorrendo à metodologia prescrita pela norma LNEC E
403 (1993) “Cimentos. Identificação dos constituintes cristalinos por difractometria dos raios
X”. As condições de realização do ensaio estão ilustradas na Tabela 4.16.
Tabela 4.16 - Condições do ensaio de identificação da composição mineralógica das lamas de corte
Tipo de radiação Radiação K do cobalto produzida por
uma unidade de difração de raios X
Varrimento entre 3 e 74º 2
Velocidade de varrimento 0,05º 2/s
Tensão de filamento 35 kV
Corrente de filamento 45 mA
No que se refere aos resultados, a análise do difractograma permitiu indicar os seguintes
compostos cristalinos: calcite (CaCO3), o composto predominante, e também vestígios de mica
(KAl3Si3O10(OH)2), dolomite (CaMg(CO3)2) e quartzo (SiO2). O registo difratométrico da
amostra pode ser observado na Figura 4.6.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
81
Figura 4.6 - Registo difratométrico da amostra. Notação utilizada: M - Mica; Q - Quartzo; C - Calcite; D - Dolomite
4.4) Propriedades dos betões no estado fresco Neste subcapítulo, são apresentados os resultados obtidos face aos ensaios efetuados aos betões
no estado fresco, em termos de abaixamento e massa volúmica, de acordo com o subcapítulo
3.6.1.
4.4.1) Abaixamento (cone de Abrams) A trabalhabilidade dos betões produzidos foi determinada através do ensaio de abaixamento (cone
de Abrams), de acordo com a norma NP EN 12350-2 (2009). Os limites de abaixamento para a
classe de consistência pretendida (S3) devem situar-se entre 100 e 150 mm. No entanto, para um
maior rigor e tendo em conta que a produção dos betões foi feita em laboratório, estipulou-se um
limite de abaixamento de 125 ± 10 mm. Os resultados obtidos podem ser visualizados na Tabela
4.17, apresentando-se também o tratamento destes resultados nas Figuras 4.7 e 4.8, onde se
apresenta com maior detalhe os valores de abaixamento e a variação da relação a/c, em função da
Por análise da Tabela 4.25, é possível verificar que o efeito provocado na resistência à tração por
compressão diametral devido à introdução de SP1 não se faz notar tanto quanto o provocado pela
introdução de SP2, registando-se aumentos de 4.1 % e 18.2 %, respetivamente. Por outro lado,
verifica-se que a incorporação de LCM resulta num decréscimo de resistência à tração por
0
20
40
60
80
100
120
140
0 5 10 15 20
Res
istê
nci
a à
com
pre
ssão
rel
ativ
a (%
)
Taxa de substituição (%)
Rodrigues (2014)
Ergün (2009)
Valls et al. (2004)
Aliabdo (2013)
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
91
compressão diametral registando-se perdas máximas para o último patamar de substituições,
sendo estes valores de 20.6, 25.5 e 30.9%, para betões das famílias B0, B1 e B2, respetivamente.
Consultando o EC2, para um betão com uma classe de resistência à compressão C25/30, obtém-
se o valor da respetiva resistência à tração: 2.6 MPa. Adicionalmente, de acordo com o ponto 8
da secção 3.1.2 do mesmo documento que refere que, para obter a tensão de rotura à tração (fctm),
se deve multiplicar os valores obtidos pelo ensaio de resistência à tração por compressão diametral
(fctm,sp) por 0.9. Sendo assim, os valores de resistência à tração devem rondar 2.9 MPa.
Analisando ainda a Figura 4.19, verifica-se que, de modo geral, a substituição de cimento por
lamas de corte de mármore resulta numa diminuição da resistência à tração por compressão
diametral dos betões produzidos. Relativamente às famílias B0 e B1, verifica-se que apenas os
betões B1,0 e B0,5 se encontram fora das tendências indicadas. Tal pode ser explicado pelo facto
de durante o presente ensaio, a carga estar distribuída segundo uma secção transversal do provete
que pode apresentar zonas mais fracas, originado uma rotura precoce do provete. No caso da
resistência à compressão a força é aplicada numa superfície superior, afetando um número de
partículas superior. É também na resistência à tração que as pequenas variações em valor absoluto
se fazem sentir mais em termos relativos pois a gama de valores desta propriedade é
significativamente superior quando comparada, por exemplo, com a resistência à compressão
Figura 4.19 - Influência da incorporação de lamas de corte na resistência à tração por compressão diametral
Para compreender da melhor forma o comportamento da resistência à tração dos betões
produzidos com a incorporação de LCM, são apresentados na Tabela 4.26 as funções que melhor
aproximam a evolução desta propriedade com o consequente aumento da taxa de substituição de
LCM, bem como os coeficientes de correlação que permitem melhores aproximações.
Tabela 4.26 - Valores dos coeficientes de correlação obtidos em função do tipo de função de aproximação para os resultados da resistência à tração por compressão diametral.
Tipo de função
Linear Polinomial (2ºgrau)
R2 R2
B0 0,6894 0,7002
B1 0,633 0,9286
B2 0,988 0,994
60
70
80
90
100
110
120
130
0 5 10 15 20
Res
istê
nci
a à
traç
ão r
elat
iva
(%)
Taxa de substituição (%)
Família B0 Família B1 Família B2
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
92
Pela análise da Tabela 4.26, pode-se verificar que é a família B2 a que apresenta os melhores
valores de aproximação devido ao decréscimo aproximadamente linear da resistência à tração por
compressão diametral com o aumento da taxa de substituição. Verifica-se que as famílias B0 e
B1 apresentam valores de correlação lineares menos satisfatórios devido à oscilação de valores
observados nestas famílias, sendo tal fator explicado, tal como referido, pelo método como se
procede o ensaio de resistência à tração por compressão diametral e pela variabilidade intrínseca
desta propriedade.
Para determinar a influência que a incorporação de adjuvantes terá na resistência à tração por
compressão diametral, face ao betão sem qualquer adjuvante e para o mesmo nível de
substituição, consulte-se a Figura 4.20. Por análise da mesma, observa-se que a incorporação de
SP2 nos betões produzidos aumenta a sua resistência em todos os patamares de substituição,
verificando-se um aumento máximo de resistência para uma taxa de substituição de 5%. Observa-
se também que, conforme aumenta a taxa de substituição, o efeito do SP2 na resistência à tração
é reduzido. Por outro lado, nota-se, que a incorporação de SP1 apenas melhora a resistência à
tração do betão quando não é efetuada qualquer substituição no mesmo. Verifica-se também que
a sua inclusão não provoca grandes variações de resistência à tração, excetuando para a taxa de
substituição de 5%. Mais uma vez, este fenómeno pode prender-se com a existência de uma rotura
precoce do provete.
Figura 4.20 - Influência de adjuvantes do tipo plastificante na resistência à tração por compressão diametral
Na Figura 4.21, são apresentados, a título comparativo, a relação entre os valores de resistência à
compressão e resistência à tração por compressão diametral. Os valores obtidos na presente
dissertação são ainda comparados face aos referidos no Eurocódigo 2. Este documento permite
relacionar estes dois parâmetros através da seguinte expressão:
𝑓𝑐𝑡𝑚 = 0,3 × 𝑓𝑐𝑘2/3
(4.1)
Por análise da Figura 4.21, pode concluir-se que a relação entre estes dois parâmetros obtida na
presente dissertação não é a mais satisfatória, devido ao reduzido valor do coeficiente de
correlação linear. Por outro lado verifica-se que a expressão do Eurocódigo 2 leva a resultados de
resistência à tração superiores e que a reta de correlação linear obtida na presente dissertação é
aproximadamente linear face à obtida através do Eurocódigo 2.
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
0 5 10 15 20
fctm
/ f
ctm
, S
A
Taxa de substituição (%)
Família B1 Família B2
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
93
Figura 4.21 - Relação entre a resistência à compressão e resistência à tração por compressão diametral e
comparação face aos valores da expressão do EC2
São apresentados também, a título comparativo, os resultados obtidos nalgumas das principais
pesquisas bibliográficas realizadas, face ao betão de referência da presente dissertação (Figura
4.22). Pela análise dos resultados apresentados, verifica-se que apenas Aliabdo (2013) registou
aumentos de resistência à tração nos betões que produziu, face ao betão de referência, até taxas
de substituição de 10%. Sabe-se também que o pó de mármore utilizado pelo autor apresentava
diferenças significativas relativamente ao utilizado na presente dissertação (subcapítulos 4.3.1 e
4.3.4), pelo que estes fatores podem justificar a discrepância nos resultados de resistência à tração.
No entanto, apesar destes aumentos, Aliabdo (2013) começa também a registar valores de
resistência à tração inferiores aos obtidos pelo betão de referência, para taxas de substituição
superiores. Ergün (2009), por outro lado, registou constantes diminuições na resistência à tração
dos betões que produziu com o aumento da taxa de substituição, tendência mais próxima da
observada na presente dissertação.
Figura 4.22 - Comparação dos resultados do ensaio de resistência à tração por compressão diametral com algumas
das principais investigações.
4.5.3) Módulo de elasticidade Para determinar o módulo de elasticidade dos provetes produzidos, seguiu-se a metodologia
especificada na norma LNEC E-397 (1993), conforme apresentado no subcapítulo 3.7.2.
R² = 0,529
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
20 25 30 35 40 45 50 55
Res
istê
nci
a à
traç
ão p
or
com
pre
ssão
dia
met
ral
(MP
a)
Resistência à compressão (MPa)
Valores da dissertação Valores pelo EC2
40
60
80
100
120
140
160
0 5 10 15 20
Res
istê
nci
a à
traç
ão r
elat
iva
(%)
Taxa de substituição (%)
Rodrigues (2014) Aliabdo (2013) Ergün (2009)
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
94
São apresentados na Tabela 4.27 os resultados respeitantes a este ensaio. Para além destes
resultados, são apresentadas também as diferenças relativas de módulo de elasticidade devidas à
incorporação de lamas de corte e de adjuvantes.
Recorrendo ao EC2 e tendo em conta as classes de resistência obtidas através do ensaio de
resistência à compressão, para as classes de resistência C30/37, C35/45 e C40/50, obtêm-se
valores médios de módulo de elasticidade (Ecm) de 33, 34 e 35 GPa, respetivamente. Consultando
os dados da Tabela 4.27, verifica-se que os betões de referência produzidos possuem valores de
módulos de elasticidade superiores aos da respetiva classe de resistência à compressão. Possíveis
explicações para a discrepância observada podem estar relacionadas com o grau de saturação dos
provetes. Wang e Li (2007) verificaram que o grau de saturação influencia o módulo de
elasticidade dos betões significativamente, ficando tal efeito a dever-se ao facto de a água presente
nos vazios do betão restringir a deformação da matriz cimentícia. Dehn (2012) afirma também
que o módulo de elasticidade pode registar aumentos de até 20% ou perdas de 30% alterando
apenas o tipo de agregado utilizado.
Tabela 4.27 - Resultados do ensaio de módulo de elasticidade
Por análise da Tabela 4.29, é possível constatar que, de uma forma geral, a incorporação de LCM
nos betões produzidos leva a uma diminuição da velocidade de propagação de ultra-sons, apesar
de a mesma ser praticamente insignificante. Tal efeito deve-se principalmente ao facto de a
hidraulicidade do cimento ser bastante superior à das lamas de corte, o que resulta numa melhor
dispersão das moléculas de cimento pelo betão, aumentando a sua compacidade. Note-se que o
único betão que contraria esta tendência (B2,5) é também o único betão para o qual se observaram
melhorias no ensaio de resistência à compressão. Conclui-se também, através dos resultados
obtidos, que a incorporação de SP1 nos betões produzidos não afeta significativamente esta
propriedade, sendo que se observam até reduções na velocidade de propagação de ultra-sons face
R² = 0,8359
20
25
30
35
40
45
50
55
28,00 30,00 32,00 34,00 36,00 38,00 40,00 42,00
Res
istê
nci
a à
com
pre
ssão
28
dia
s
(MP
a)
Módulo de elasticidade (GPa)
Valores da dissertação Valores pelo EC2
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
97
ao betão sem incorporação de qualquer adjuvante. A incorporação de SP2, por outro lado, provoca
aumentos, ainda que ligeiros, deste parâmetro para todas as taxas de substituição.
De forma a prever o comportamento da velocidade de propagação de ultra-sons em função da
resistência à compressão, são apresentados na Tabela 4.30 as funções e respetivos valores de
coeficientes de correlação que apresentam melhores resultados.
Tabela 4.30 - Valores dos coeficientes de correlação obtidos em função do tipo de função de aproximação, para os resultados da velocidade de propagação de ultra-sons
Tipo de função
Linear Polinomial (2ºgrau)
R2 R2
B0 0,7824 0,9044
B1 0,612 0,925
B2 0,7778 0,8147
Por análise da Tabela 4.30, é possível observar que, mais uma vez, a função que conduz a
melhores resultados é a função polinomial podendo tal fator dever-se, como referido, à menor
hidraulicidade das lamas de corte face às partículas de cimento, que será mais sentida conforme
se aumenta a taxa de substituição. No entanto, a função linear apresenta, em geral, bons
coeficientes de correlação para os betões analisados, sendo o seu valor de R2 menos satisfatório
na família B1.
A Figura 4.25 ilustra a relação entre a resistência à compressão dos betões produzidos e a respetiva
velocidade de propagação de ultra-sons dos betões produzidos durante a campanha experimental.
Os presentes resultados vão ao encontro dos obtidos por Aliabdo (2013), que concluiu que a
velocidade de propagação de ultra-sons diminuía com a incorporação de LCM nos betões e que
aumentava com o aumento da resistência à compressão, sendo que esta variação era praticamente
insignificante. Conclui-se que esta propriedade apresenta uma variabilidade reduzida e que não é
afetada significativamente pelo aumento da taxa de substituição.
Figura 4.25 - Relação entre a velocidade de propagação de ultra-sons e a resistência à compressão
4.5.4) Resistência ao desgaste por abrasão Conforme referido no subcapítulo 3.7.5, a determinação da resistência ao desgaste por abrasão
realizou-se de acordo com a metodologia prescrita pela norma alemã DIN 52108 (2002).
4500
4600
4700
4800
4900
5000
5100
5200
25 30 35 40 45 50 55
Vel
oci
dad
e d
e p
rop
agaç
ão d
e
ult
ra-s
ons
(km
/s)
Resistência à compressão (MPa)
Família B0 Família B1 Família B2
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
98
Na Tabela 4.31, são apresentados os resultados do ensaio. Analisando a mesma, verificaram-se
aumentos de perda de espessura (Lm) até 61.1, 47.1 e 42.5% para betões sem adjuvante, com
SP1 e com SP2, respetivamente.
Tabela 4.31 - Resultados do ensaio de resistência ao desgaste por abrasão aos 91 dias
São apresentados em seguida, na Figura 4.26, os resultados do ensaio de resistência ao desgaste
por abrasão após tratamento dos dados da Tabela 4.31.
Figura 4.26 - Influência da incorporação de LCM na resistência ao desgaste por abrasão
Por análise da Figura 4.26, verifica-se que a incorporação de LCM nos betões produzidos resultou
num aumento de perda de espessura dos mesmos por abrasão e que este aumento é tanto maior
quanto maior a taxa de substituição de cimento por LCM, sendo que apenas o betão B2,10
contraria a tendência observada. No entanto esta perda não se faz sentir de forma muito
significativa até taxas de substituição de 10%. Notou-se também que foi neste ensaio que se
registou a maior variabilidade entre provetes ensaiados, o que pode ser confirmado pela análise
das barras de desvio-padrão. Por outro lado, é possível verificar que a incorporação de adjuvantes
do tipo plastificante nos betões produzidos conduziu a diminuições nos valores de perda de
espessura, registando-se variações máximas de 11,9 e 16,1% para betões com incorporação de
SP1 e SP2, respetivamente. Este efeito ocorre principalmente devido ao efeito redutor destes
plastificantes na relação a/c, com a consequente melhoria da pasta de cimento.
De forma a prever o comportamento da resistência ao desgaste por abrasão com o aumento da
taxa de substituição de cimento por LCM, são apresentados na Tabela 4.32 os valores dos
coeficientes de correlação que apresentam melhores resultados.
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
5,5
6
6,5
7
0 5 10 15 20
L
(m
m)
Taxa de substituição (%)
Família B0 Família B1 Família B2
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
99
Tabela 4.32 - Valores dos coeficientes de correlação obtidos em função do tipo de função de aproximação, para os resultados da resistência ao desgaste por abrasão
Tipo de função
Linear Polinomial (2ºgrau)
R2 R2
B0 0,9756 0,9756
B1 0,9694 0,9749
B2 0,769 0,8902
Por análise da Tabela 4.32 é possível verificar que os valores dos coeficientes de correlação
obtidos são bastante satisfatórios para todas as famílias produzidas, obtendo-se resultados
bastante semelhantes para as funções linear e polinomial. Apenas na família B2 a função
polinomial permite obter resultados melhores face à função linear, podendo tal efeito ficar a
dever-se à presença de um efeito de fíler incipiente para menores taxas de substituição, que
garante uma maior compacidade aos betões.
No presente ensaio, é também medida, para além da perda de espessura dos provetes, a sua perda
de massa após estes serem submetidos a 4 séries de 88 rotações. Entre cada uma destas séries, foi
registada a massa do provete para comparação com a sua massa inicial. Sendo assim as perdas de
massa relativas, são apresentadas nas Figuras 4.27, 4.28 e 4.29.
Figura 4.27 - Perda de massa relativa registada na família B0 aos 91 dias em função do número de rotações
0 88 176 264 35286,00
88,00
90,00
92,00
94,00
96,00
98,00
100,00
102,00
Per
da
de
mas
sa r
elat
iva
/%)
Número de rotações
B0 B0,5 B0,10 B0,20
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
100
Figura 4.28 - Perda de massa relativa registada na família B1 aos 91 dias em função do número de rotações
Figura 4.29 - Perda de massa relativa registada na família B2 aos 91 dias em função do número de rotações
A análise das Figuras 4.27, 4.28 e 4.29 vem confirmar a conclusão retirada pela análise dos
resultados da perda de espessura, ou seja, o aumento da taxa de substituição de LCM em
detrimento de cimento prejudica a resistência à abrasão dos betões produzidos. Observando as
figuras, pode-se concluir também que os betões que perdem mais massa são aquelas com uma
taxa de substituição de 20%, independentemente da família e que, para taxas de substituição até
10%, a perda de massa relativamente ao betão de referência é pouco significativa. Por fim,
constatou-se que a incorporação de plastificantes permitiu reduzir as perdas de massa relativas e
que a redução deste parâmetro é tanto maior quanto maior o efeito redutor do plastificante.
A resistência à abrasão é também, por vezes, relacionada com a resistência à compressão. Deste
modo, são apresentados, na Figura 4.30, os valores da resistência à compressão relativa aos 56
dias em função da profundidade de desgaste por abrasão aos 91 dias. No mesmo gráfico, note-se
que o ponto de coordenadas (100;100) é o correspondente aos betões de referência (B0, B1,0 e
B2,0).
0 88 176 264 35288,00
90,00
92,00
94,00
96,00
98,00
100,00
102,00
Per
da
de
mas
sa r
elat
iva
(%)
Número de rotações
B1,0 B1,5 B1,10 B1,20
0 88 176 264 352
90,00
92,00
94,00
96,00
98,00
100,00
102,00
Per
da
de
mas
sa r
elat
iva
(%)
Número de rotações
B2,0 B2,5 B2,10 B2,20
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
101
Figura 4.30 - Resistência à compressão relativa aos 56 dias em função da profundidade de desgaste por abrasão
relativa aos 91 dias
Atendendo aos elevados valores obtidos para os coeficientes de correlação lineares, verifica-se a
óbvia relação entre estas duas propriedades. Conclui-se assim que uma descida da resistência à
compressão com o aumento da taxa de substituição de LCM é acompanhada de uma descida da
resistência à abrasão.
4.6) Conclusões A campanha experimental da presente dissertação permitiu obter uma série de resultados que
permitem caraterizar tanto os agregados, como os betões no estado fresco e endurecido. Desta
forma, com os resultados obtidos aquando das análises realizadas, apresenta-se, de forma sucinta
as principais conclusões retiradas quanto à influência em betões da incorporação de lamas de corte
de mármore provenientes da indústria do mármore.
4.6.1) Propriedades das lamas de corte de mármore A análise realizadas nos laboratórios do LNEC às lamas de corte de mármore utilizados na
presente dissertação permitiu concluir que as propriedades dos mesmos se aproximam daquelas
encontradas nalgumas das principais pesquisas efetuadas, nomeadamente em termos de massa
volúmica e composição química.
Verificou-se também, por análise da granulometria dos mesmos que estes apresentavam
dimensões superiores ao esperado aquando da sua recolha, o que se ficou a dever principalmente
ao fato de o método de corte dos agregados de mármore ter sido o fio diamantado ao invés da
broca diamantada, que conduz a resíduos de menor dimensão.
4.6.2) Propriedades dos betões no estado fresco A recolha bibliográfica efetuada não possuía informação suficiente no que concerne ao efeito da
substituição de cimento por LCM nos betões convencionais. Contudo, sugeria que a substituição
dos agregados naturais finos dos betões, em detrimento de agregados muito finos de mármore,
resultava numa diminuição da trabalhabilidade dos mesmos. Na presente campanha experimental,
devido à incorporação de adjuvantes do tipo plastificante e de forma a atingir trabalhabilidades
iguais nos betões produzidos, manteve-se fixa a quantidade de adjuvante a utilizar, determinando
a relação a/c necessária. Observou-se que a relação a/c das famílias produzidas não era afetada de
forma significativa com o aumento da taxa de substituição e que a incorporação de plastificantes
diminuía significativamente a relação a/c.
R² = 0,9742
R² = 0,996
R² = 0,7825
80,00
90,00
100,00
110,00
120,00
130,00
140,00
150,00
160,00
170,00
65,00 70,00 75,00 80,00 85,00 90,00 95,00 100,00
Per
da
de
esp
essu
ra r
elat
iva
(%)
Resistência à compressão relativa (%)
Família B0 Família B1 Família B2
Capítulo 4 - Resultados da campanha experimental
102
Em termos de massa volúmica, apesar dos resultados anómalos verificados na família B0, conclui-
se que esta propriedade tende, em geral, a descer consoante aumenta a taxa de substituição de
LCM por cimento, devendo-se tal pendor aos menores valores de massa volúmica destes últimos
relativamente ao cimento.
O poder redutor dos adjuvantes do tipo plastificantes foi também notório em termos de relação
a/c e de massa volúmica. Para esta primeira propriedade verificou-se a sua clara redução devido
à incorporação de plastificantes, sendo o poder redutor do plastificante SP2 maior do que o do
plastificante SP1. O efeito dos adjuvantes do tipo plastificante na redução da relação a/c fez-se
ainda sentir na massa volúmica dos betões produzidos, uma vez que tal fato levou a um aumento
da compacidade dos betões e consequente aumento da sua massa volúmica.
4.6.3) Propriedades dos betões no estado endurecido Em termos gerais, os resultados da campanha experimental mostram que a incorporação de LCM
leva a uma diminuição das propriedades mecânicas dos betões.
Relativamente à resistência à compressão, observa-se que esta propriedade diminui com o
aumento da taxa de substituição de LCM em detrimento de cimento. No entanto, até a uma taxa
de substituição de 10%, o decréscimo de desempenho mecânico não é muito significativo pelo
que os betões assim produzidos podem ser utilizados para fins estruturais. Conclui-se também
que a incorporação de adjuvantes do tipo plastificante leva a aumentos consideráveis da
resistência à compressão dos betões produzidos, podendo estes aumentos chegar a valores de
32,86%.
Em termos de resistência à tração por compressão diametral, verifica-se que este é o ensaio com
maior variabilidade de resultados devido ao fato de se aplicar uma carga concentrada na geratriz
do provete, que pode apresentar zonas mais fracas, resultando em resultados inesperados.
Conclui-se, no entanto, que esta propriedade não é afetada significativamente com o aumento da
taxa de substituição e que a incorporação de SP2 permite obter melhorias desta propriedade face
ao betão de referência.
O ensaio do módulo de elasticidade revelou um decréscimo desta propriedade com o aumento da
taxa de incorporação de LCM. Foram também registados valores de módulos de elasticidade
superiores aos esperados, tendo em conta a classe de resistência à compressão dos betões
produzidos. A incorporação de adjuvantes do tipo plastificante permitiu melhorar o módulo de
elasticidade dos betões produzidos, registando-se aumentos máximos de 15,5%.
A velocidade de propagação de ultra-sons foi a propriedade na qual menos se fez sentir, tanto a
incorporação das lamas de corte de mármore como de adjuvantes do tipo plastificantes. No
entanto, verificou-se que, com o aumento da taxa de substituição, se registam perdas da
velocidade de propagação, ficando tal a dever-se à falta de hidraulicidade das lamas de corte,
quando comparadas com o cimento, o que resulta numa redução da compacidade dos betões.
Por fim, em termos de resistência ao desgaste por abrasão, verificou-se que a incorporação de
LCM se traduz num decréscimo desta propriedade. No entanto até taxas de substituição de 10%,
esta redução não é tão significativa. Observou-se ainda que a incorporação de adjuvantes do tipo
plastificante melhora a resistência ao desgaste por abrasão, sendo esta melhoria tanto maior
quanto maior seja o poder redutor de água do plastificante utilizado, o que permite reduções da
relação a/c, traduzindo-se numa maior compacidade dos betões.
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
103
5) Conclusão e desenvolvimentos futuros O presente capítulo visa apresentar as conclusões resultantes do programa experimental,
caraterizando a viabilidade da aplicação das lamas de corte provenientes da indústria do mármore
em betão. São também apresentadas propostas de desenvolvimento futuro, relacionadas com o
âmbito da presente dissertação de forma a enriquecer o conhecimento no que concerne à utilização
destes materiais em betão estrutural.
5.1) Considerações finais A legislação sucessivamente mais exigente tem gerado na população uma crescente
consciencialização para os problemas do desenvolvimento sustentável. Desta forma, têm-se
gerado pressões sobre as mais diversas indústrias para que haja, por um lado, compensações pela
utilização de processos de fabrico poluentes e, por outro, responsabilização pelo tratamento dos
produtos em fim de vida (Valadares, 2009). Neste enquadramento, surge a temática da presente
dissertação, que visa dar utilização aos resíduos gerados pelas escombreiras de mármore.
Os resíduos de mármore utilizados na presente dissertação provêm do anticlinal de Estremoz, um
dos maiores centros de atividade extrativa de mármores da atualidade. Nos dias de hoje, procura-
se cada vez mais formas de aumentar a produção de rochas ornamentais de forma a dar resposta
à procura de mercado, o que gera mais resíduos. É portanto cada vez mais importante encontrar
campos de aplicação para a utilização destes materiais, de forma a satisfazer a elevada taxa de
crescimento dos mesmos.
Desta forma, procura-se encontrar soluções alternativas para dar utilidade às escombreiras de
mármore. Dentro das várias aplicações existentes para estes resíduos, salienta-se aquelas
encontradas no sector da construção civil, onde existem alguns casos bem sucedidos, como são
exemplo os pavimentos rodoviários, barragens e túneis. Pretende-se, no entanto, aumentar ainda
mais o campo de aplicação destes resíduos, neste caso específico utilizando lamas de corte
provenientes a partir de resíduos da indústria do mármore em betão.
De modo a que seja possível utilizar lamas de corte provenientes da indústria de corte de mármore
em betão, é fundamental compreender as suas propriedades e influência do ponto de vista
mecânico e de durabilidade. É assim possível obter conclusões referentemente à adequabilidade
da incorporação destes materiais em betões convencionais e perceber quais as suas limitações. A
presente dissertação tem como principal objetivo o estudo do desempenho, em termos mecânicos,
de betões com incorporação de lamas de corte provenientes da indústria do mármore em betões
convencionais, em detrimento de cimento.
5.2) Conclusões gerais A pesquisa bibliográfica efetuada revelou que, apesar de existir algum conhecimento no que
concerne à incorporação de resíduos de mármore em betões convencionais, são relativamente
reduzidas as referências em que estes materiais são utilizados em detrimento de cimento, em
particular com a utilização de superplastificantes. Com o objetivo de aumentar o conhecimento
referentemente a este tema e de verificar algumas observações não consensuais, desenvolveu-se
a presente investigação.
No que diz respeito à trabalhabilidade dos betões, observou-se que não era necessário alterar
significativamente a relação água / cimento com o aumento da taxa de substituição de lamas de
corte de mármore, em detrimento de cimento, de forma a manter níveis de trabalhabilidade
Capítulo 5 - Conclusão
104
semelhantes. No que diz respeito aos betões com incorporação de superplastificantes, foram
atingidas relações de água / cimento tanto menores quanto maior o poder redutor dos adjuvantes
utilizando.
Referentemente à massa volúmica do betão no estado fresco, concluiu-se que esta propriedade
não é afetada significativamente pelo aumento da taxa de substituição de lamas de corte por
cimento. Ao introduzir adjuvantes do tipo plastificante, ocorreram aumentos desta propriedade,
que se devem principalmente ao aumento da compacidade da mistura, devido à redução da relação
a/c.
Em termos de resistência à compressão, observou-se que, de modo geral, ocorre um decréscimo
na resistência dos betões à medida que a percentagem de substituição de cimento por lamas de
corte de mármore aumenta. Aos 28 dias de idade, foram registadas reduções de 28.6, 26.8 e 29.2%
para betões da família sem qualquer adjuvante (B0), com incorporação de plastificante corrente
(B1) e com incorporação de superplastificante de alto desempenho (B2), respetivamente. A
incorporação de adjuvantes do tipo plastificantes conduziu a ganhos da resistência à compressão
até 26.7 e 39.1%, para betões com incorporação de plastificante corrente (SP1) e com
incorporação de superplastificante de alto desempenho (SP2), respetivamente. Estes ganhos
foram tanto maiores quanto maior o poder redutor dos adjuvantes utilizados, devido à redução da
relação a/c. Conseguiu-se obter bons valores de correlação entre a variação da resistência à
compressão e o aumento da taxa de substituição e observou-se que a resistência à compressão das
várias famílias apresentava uma tendência semelhante à dos betões convencionais no que respeita
à evolução da resistência à compressão com os dias de cura. Por fim, verificou-se que a maioria
das investigações chegou a conclusões semelhantes às observadas na presente investigação.
Quanto à resistência à tração por compressão diametral, constatou-se um decréscimo desta
propriedade com o aumento da taxa de substituição de lamas de corte em detrimento de cimento,
registando-se reduções de 20.6, 25.5 e 30.9% para betões da família B0, B1 e B2, respetivamente.
Atendendo aos valores de correlação obtidos, é possível concluir que a família B2 é aquela em
que a incorporação de lamas de corte mais afeta a resistência à tração por compressão diametral.
A incorporação de adjuvantes do tipo SP2 levou a aumentos consideráveis deste parâmetro,
registando-se aumentos máximos de 18.6%, sendo que o efeito da incorporação de adjuvantes do
tipo SP1 na resistência à tração não foi tão notório.
O módulo de elasticidade não foi significativamente alterado com o aumento da taxa de
substituição, registando-se reduções máximas de 10.3%, para a família B1. Verificou-se também
que a incorporação de adjuvantes do tipo plastificante permitiu obter aumentos nos valores do
módulo de elasticidade, registando-se subidas máximas de 11.0 e 15.5% para as famílias B1 e B2,
respetivamente. Tal efeito deve-se à maior compacidade da mistura, devido à incorporação destes
adjuvantes. Por fim, verificou-se também que o módulo de elasticidade e a resistência à
compressão são propriedades correlacionáveis, devido aos valores dos coeficientes de correlação
obtidos através da relação entre os valores obtidos para estes parâmetros.
Verificou-se que a velocidade de propagação de ultra-sons diminuía com o aumento da taxa de
incorporação de lamas de corte, apesar de este decréscimo ser praticamente insignificante. Esta
diminuição fica a dever-se ao facto de as lamas de corte possuírem um módulo de finura superior
ao cimento e também pelo facto de a hidraulicidade das partículas de cimento ser bastante superior
à das lamas de corte, resultando numa melhor dispersão das moléculas de cimento, aumentando
Desempenho mecânico de betões com incorporação de agregados muito finos provenientes das
lamas de corte da indústria do mármore
105
a sua compacidade. Verificou-se também que a variação da velocidade de propagação de ultra-
sons devido à incorporação de adjuvantes é praticamente insignificante.
No que concerne à resistência ao desgaste por abrasão, constatou-se que a incorporação de lamas
de corte de mármore se traduz num decréscimo desta propriedade, registando-se reduções de 61.1,
47.1 e 42.5% nos betões da família B0, B1 e B2, respetivamente. Salienta-se, no entanto, que esta
redução não é tão significativa para taxas de substituição até 10%. Verificou-se que a
incorporação de adjuvantes do tipo plastificante conduziu a aumentos da resistência ao desgaste
por abrasão, registando diminuições de perda de espessura máximos de 11.9 e 16.1%, para betões
com incorporação de SP1 e SP2, respetivamente. Este efeito fica a dever-se ao efeito redutor
destes plastificantes, que provoca reduções na relação a/c e à consequente melhoria da pasta de
cimento.
Na Tabela 5.1, são apresentados, resumidamente, os valores médios obtidos nos ensaios
realizados a todos os betões produzidos durante a campanha experimental da presente dissertação.
Estes valores são acompanhada da variação obtida em função da taxa de substituição de lamas de
corte de mármore em detrimento de cimento (LCM), fixando o adjuvante utilizado, e da variação
em função do tipo de adjuvante utilizado (SP), para cada taxa de substituição de lamas de corte
de mármore. As variações são apresentadas sob a forma de percentagem.
Tabela 5.1 - Quadro resumo do comportamento dos betões com lamas de corte de mármore