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RESISTÊNCIA À PENETRAÇÃO DE CLORETOS DE BETÕES ESTRUTURAIS DE
AGREGADOS LEVES PRODUZIDOS COM DIFERENTES TIPOS DE LIGANTE
S. REAL J.A. BOGAS
Eng.ª Civil Prof. Eng.ª Civil
IST IST
Lisboa; Portugal Lisboa; Portugal
[email protected] [email protected]
J. CORTÊS J. PONTES
Eng.ª Civil Eng.º Civil
IST IST
Lisboa; Portugal Lisboa; Portugal
[email protected] [email protected]
RESUMO
No presente artigo caracteriza-se a resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados leves (BEAL)
produzidos com diferentes tipos de ligante e de agregado, envolvendo a realização de ensaios acelerados de migração de
cloretos, absorção capilar e resistividade elétrica. Em geral, verifica-se que a resistência à penetração de cloretos pode
ser fortemente afetada pelo tipo de ligante e relação água/ligante (a/l), com alterações no coeficiente de difusão de até
uma ordem de grandeza quando se fazem variar estes parâmetros. O tipo de agregado assumiu menor influência na
resistência à penetração de cloretos, tendo-se obtido desempenhos idênticos para um dado tipo de ligante e relação a/l.
Ao contrário do recomendado na principal normalização, a resistência à penetração de cloretos não deve ser relacionada
com a resistência à compressão do betão. Conclui-se que os BEAL de maior densidade podem atingir soluções de
elevada durabilidade, com desempenhos pelo menos semelhantes aos dos betões de massa volúmica normal.
1. INTRODUÇÃO
Ao contrário do que sucede nos betões de massa volúmica normal (BAN), existe ainda um menor conhecimento dos
fenómenos que regem a durabilidade dos betões estruturais de agregados leves (BEAL). São ainda escassos os trabalhos
que abordam o comportamento dos BEAL para diferentes tipos de agregado e classes de resistência. Por esse motivo, na
literatura são reportados resultados contraditórios. Enquanto alguns autores documentam maiores permeabilidades nos
BEAL [1, 2], outros sugerem desempenhos pelo menos idênticos face aos BAN de igual composição [3, 4]. Porém, na
durabilidade dos betões, o sistema compósito agregado-pasta deve ser analisado como um todo e não como a soma da
contribuição separada destas duas fases [5, 6]. Apesar dos agregados leves apresentarem maior permeabilidade, outros
fatores como a proteção providenciada pela pasta [6, 7] e a melhor qualidade da zona de transição agregado-pasta
geralmente apresentada pelos BEAL [3, 4], contribuem para o bom desempenho dos betões leves. Em ensaios de
migração acelerada, semelhantes aos efetuados no presente trabalho, os resultados obtidos por Liu et al. [8] e Bogas [9]
indiciam uma maior importância da matriz cimentícia nos fenómenos que controlam a resistência à penetração de
cloretos. Alguns trabalhos de investigação têm em consideração a influência da incorporação de adições na durabilidade
dos BEAL, embora de forma não sistematizada para diferentes composições e níveis de resistência [9, 10]. Em geral,
verifica-se que apenas para períodos de cura longos, a cinza volante é eficaz na melhoria da resistência à penetração de
cloretos [9, 11]. Por sua vez, a ação benéfica da sílica de fumo (SF) na resistência à penetração de cloretos, é
documentada por vários autores [9, 12], embora existam grandes divergências em relação ao seu nível de contribuição.
Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. – Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados
leves produzidos com diferentes tipos de ligante
2
Este artigo pretende contribuir para uma melhor caracterização da durabilidade ao ataque de cloretos dos BEAL. Para
tal, foi realizado um vasto trabalho experimental que tem em consideração diferentes tipos de ligante e de agregado,
envolvendo uma ampla gama de classes de resistência e de massa volúmica. Desse modo, é possível abranger os
diferentes tipos de BEAL mais correntemente utilizados. São analisados os principais fatores que podem influenciar a
resistência à penetração de cloretos, nomeadamente a relação água/ligante (a/l), o tipo de ligante e o de agregado.
2. PROGRAMA EXPERIMENTAL
2.1 Materiais
Para o presente estudo, foram selecionados quatro tipos de agregado grosso leve: dois tipos de agregado leve (AL) de
argila expandida de origem nacional, designados por Leca e Argex, sendo a Argex fornecida em duas frações
granulométricas distintas (Argex 2-4 e Argex 3-8F); um tipo de agregado de cinzas volantes sinterizadas proveniente de
Inglaterra e designado por Lytag; um tipo de agregado de ardósia expandida proveniente dos EUA e designado por
Stalite. As principais características destes agregados com porosidades bastante distintas são indicadas na Tabela 1. Para
os betões de referência produzidos com agregados grossos de massa volúmica normal (AN), foram selecionadas duas
britas calcárias de diferente granulometria (Bago de arroz e Brita 1, Tabela 1). Tanto as duas frações de Argex como as
de brita calcária foram posteriormente combinadas de modo a possuírem granulometria idêntica à dos restantes
agregados grossos leves (66% Brita 1 e 34% Bago de Arroz; 30% Argex 3-8F e 70% Argex 2-4). Todos os betões
foram produzidos com areia natural siliciosa, correspondendo a cerca de 30% de Areia Fina e 70% de Areia Grossa
(Tabela 1). Na produção dos betões foi utilizado cimento tipo I 42,5R, cinzas volantes (CZ) de classe F com 13,8% de
resíduo no peneiro de 45 m e índice de reatividade de 84,4%, e ainda SF com 94,3% de SiO2 e 96,4% de resíduo no
peneiro de 45 m. Nas misturas de maior compacidade, foi utilizado um superplastificante de base policarboxilica.
Tabela 1 - Caracterização dos agregados
Propriedade
Agregados leves Agregados de massa volúmica normal
Leca Argex 2-4 Argex 3-
8F Lytag Stalite Brita 1
Bago de
Arroz Areia Fina
Areia
Grossa
Massa volúmica seca (kg/m3) 1076 669 597 1338 1483 2646 2683 2605 2617
Baridade seca (kg/m3) 624 377 330 750 760 1309 1346 1569 1708
Absorção às 24h (%) 15,8 21,4 19,3 17,9 3,6 0,7 0,4 0,2 0,3
Fração granulométrica (di/Di) 4/11,2 4/8 4/11,2 4/11,2 8/16 0/8 4/11,2 0/1 0/4
Porosidade aberta (%) 40,7 55,5 58 39,8 14,9 - - - -
2.2 Composição e produção de misturas
Foram produzidos betões com areia de massa volúmica normal e quatro tipos distintos de agregado grosso leve, tendo
em consideração diferentes relações a/l (0,35 a 0,55) e tipos de ligante, definidos de acordo com o especificado na
norma EN197-1 [13], para percentagens variáveis, em peso, de SF e CZ: CEM I 42,5R; CEM II/A-D (6% e 9% SF);
CEM II/A-V (15% CZ); CEM II/B-V (30% CZ); CEM IV/A (10% SF e 20% CZ); CEM IV/B (10% SF e 40% CZ). No
total, foram consideradas cerca de 74 composições. A relação a/l corresponde à água efetiva disponível para hidratação.
Os betões foram produzidos com 350 l/m3 de agregado grosso. Paralelamente, foram ainda consideradas 3 argamassas
de composição semelhante à dos betões produzidos com cimento tipo I. Os betões foram produzidos numa misturadora
de eixo vertical com descarga de fundo. Em geral, os AL foram previamente colocados em água durante cerca de 24
horas de modo a controlar melhor a trabalhabilidade e a água efetiva da mistura. Apenas nos betões com Argex, os
agregados foram inseridos na betoneira inicialmente secos e a absorção de água durante a mistura foi estimada tendo em
consideração o método sugerido por Bogas et al. [14].
2.3 Preparação dos provetes e métodos de ensaio
Para cada mistura, foram produzidos 2 cubos de 100 mm de aresta para determinação da massa volúmica seca, de
acordo com a EN 12390-7 [15]; 4 cubos de 150 mm de aresta para determinação resistência à compressão aos 28 dias,
de acordo com a EN 12390-3 [16]; 3 espécimes de 105x50 mm, seccionados de cilindros de 250 mm de altura, para
determinação da resistência à penetração de cloretos e outros tantos para determinação da resistividade elétrica; 3
espécimes de 150x50 mm, seccionados de cilindros de 300 mm de altura para determinação da absorção capilar.
Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. – Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados
leves produzidos com diferentes tipos de ligante
3
2.3.1 Procedimento de cura e pré-condicionamento dos espécimes
Após desmoldagem às 24 horas, os vários espécimes foram sujeitos a pelo menos mais 6 dias de cura húmida. Nos
provetes para realização do ensaio de resistência à compressão, a cura húmida foi prolongada até à idade de ensaio (28
dias). No caso do ensaio de absorção capilar, após a cura húmida, os provetes foram colocados em câmara controlada a
222ºC e 505% de humidade relativa (HR) durante 7 dias, seguido de 13 dias em estufa ventilada a 60ºC, sendo que
nos últimos 10 dias os provetes foram embrulhados em papel celofane de modo a evitar trocas de humidade com o
exterior. Os espécimes para realização de ensaio de resistividade elétrica foram curados em água até aos 21 dias de
idade, sendo posteriormente colocados em câmara controlada a 222ºC e 505% HR até aos 28 dias de idade. Os
espécimes referentes ao ensaio de penetração de cloretos, após cura em água até aos 7 dias de idade, foram colocados
em câmara controlada a 222ºC e 505 % HR até aos 28 dias.
2.3.2 Absorção capilar
O ensaio de absorção capilar foi realizado aos 28 dias, tendo por base a E393 [17] e o documento TC116-PCD [18]. O
ensaio consiste na exposição de uma das extremidades de cada provete a uma lâmina de água com 51mm, registando-
se a massa dos espécimes aos 10, 20, 30 e 60 minutos e às 3, 6, 24 e 72 horas após o contacto inicial com a água. A
absorção de água foi calculada, para cada provete, através da variação de massa ao longo do tempo, tendo o coeficiente
de absorção resultado da regressão linear da variação da absorção com a tempo0,5
, entre os 20 minutos e as 6 horas.
2.3.3 Resistividade elétrica
O ensaio de resistividade elétrica foi efetuado aos 28 dias de idade, tendo por base o disposto na Chlortest [19] e na
recomendação técnica TC 154-EMC [20]. O ensaio consiste na colocação de uma placa de cobre em cada extremidade
do espécime, através das quais se aplica um potencial elétrico de 60V, registando-se a corrente elétrica que atravessa o
espécime. Para garantir o contacto das placas de cobre com o espécime, adotaram-se esponjas humedecidas. Antes do
ensaio, os provetes foram previamente saturados em água destilada durante 24h. A resistividade elétrica é determinada a
partir da Eq. (1), onde Res representa a resistividade elétrica (Ω.m), I a intensidade de corrente (A), U a voltagem
aplicada (V), A a área da extremidade do espécime (m2) e L a altura do espécime (m).
𝑅𝑒𝑠 =𝑈
𝐼×
𝐴
𝐿 [Ω.m] (1)
2.3.4 Resistência à penetração de cloretos
O ensaio de resistência à penetração de cloretos foi realizado aos 28 dias de idade, de acordo com a norma
NTDbuild492 [21]. O ensaio consiste na aplicação de uma diferença de potencial por tempo determinado no provete,
forçando a migração de iões cloreto através do betão. De seguida, parte-se o provete em dois, pulverizam-se as secções
com solução de nitrato de prata e mede-se a profundidade de penetração a partir do precipitado branco visível de cloreto
de prata. O coeficiente de difusão de cloretos (Dcl,RCM) foi calculado a partir da Eq. (2), onde T representa o valor médio
da temperatura inicial e final da solução anódica (°C), L a altura do provete (mm), U o valor absoluto da diferença de
potencial (V), t a duração do ensaio (horas) e Xd o valor médio da profundidade de penetração (mm).
Dcl,RCM=0,0239×(273+T)×L
(U-2)×t× (xd-0,0238×√
(273+t)×L×xd
U-2) [×10-12m2/s] (2)
3. ANÁLISE E DISCUSSÃO DE RESULTADOS
A resistência à compressão dos BEAL variou entre cerca de 16,9 e 65,3 MPa e a massa volúmica seca entre 1430 e
1890 kg/m3. Desse modo, foi possível abranger uma vasta gama de BEAL correntes enquadrados nas classes de
resistência LC12/13 a LC55/60 e de massa volúmica D1,6 a D2,0.
3.1 Absorção capilar
Os coeficientes de absorção variaram entre 0,0289 e 0,230 mm/min0,5
, que, de acordo com a classificação de Browne
[22], abrange desde betões de reduzida a elevada qualidade. Em geral, a absorção capilar parece ser essencialmente
afetada pela relação a/l (Figura 1), dependendo ainda, de forma menos importante, de outros fatores como o tipo de
agregado e tipo de ligante. Como seria previsível, o coeficiente de absorção teve tendência para aumentar com a relação
Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. – Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados
leves produzidos com diferentes tipos de ligante
4
a/l, dado que ocorreu um aumento da porosidade e interconectividade da estrutura porosa da pasta. A absorção capilar
dos BEAL não foi afetada de forma significativa pelo tipo de agregado (Figura 4), exceto nos agregados com elevada
porosidade aberta (Argex) ou com ausência de pelicula superficial de maior densidade (Lytag). A participação destes
agregados teve tendência para ser mais relevante em betões de maior a/l, onde a maior porosidade da pasta aumenta a
acessibilidade dos agregados. Assim, tal como concluído por Bogas et al. [5], a absorção capilar depende
fundamentalmente da qualidade da pasta, e o desempenho nos BEAL é semelhante ao dos BAN (Figura 4).
Figura 1: Coeficientes de absorção capilar em misturas
CEM I
Figura 2: Coeficiente de absorção versus percentagem de
substituição de cimento por CZ
O tipo de ligante exerceu uma influência significativa na absorção, para uma dada relação a/l (Figuras 2-4). A
substituição parcial de cimento I 42,5R por CZ provocou o aumento do coeficiente de absorção capilar (Figura 2),
possivelmente devido ao curto período de cura dos espécimes (6 dias de cura húmida), aliado à modesta pozolanicidade
das CZ, bem como à idade de ensaio (28 dias). Em geral, a substituição parcial de cimento I 42,5R por SF conduziu à
redução do coeficiente de absorção capilar (Figura 3). No entanto, para relações a/l mais elevadas e para betões com
Lytag a tendência foi diferente, possivelmente devido à menor efetivação da SF neste tipo de betões. Nos restantes
casos, a SF, devido à sua elevada reatividade pozolânica, parece ter sido efetiva no refinamento e densificação da
estrutura porosa da pasta, tanto nos BAN como nos BEAL. Outros autores confirmam melhores desempenhos em
betões com SF [4, 5, 23]. Nas misturas ternárias, a substituição parcial de cimento por CZ e SF conduziu a coeficientes
de absorção intermédios dos obtidos nas misturas com apenas uma das adições (Figura 4). Para percentagens de
substituição superiores a 30%, em especial nas misturas de relação a/l=0,55, verificou-se um aumento elevado do
coeficiente de absorção capilar devido à formação de uma pasta de elevada porosidade e conectividade.
Figura 3: Coeficiente de absorção versus percentagem de
substituição de cimento por SF
Figura 4: Coeficiente de absorção de diferentes misturas
ternárias com SF e CZ
3.2 Resistividade elétrica
A resistividade variou entre 42,3 e 387,7 Ω.m, que segundo a classificação de Mehta e Monteiro [24], corresponde a
betões com probabilidade de taxas de corrosão de armadura desde muito elevadas a desprezáveis. Para grandes
diferenças introduzidas na microestrutura, tais como variações na relação a/l, observa-se uma alteração correspondente
da resistividade elétrica (Figura 5). No entanto, devido à maior variabilidade associada a este tipo de ensaio torna-se
difícil avaliar a influência de fatores de importância mais secundária, como o tipo de agregado. Não é possível
identificar uma tendência clara para a variação da resistividade elétrica em função do tipo de agregado. Porém,
conforme observado para a absorção capilar, parece confirmar-se que os BEAL com agregados mais densos (Leca e
Stalite) evidenciam melhor desempenho, sendo pelo menos semelhante ao dos BAN. A maior resistividade elétrica nos
betões com Argex é em parte justificada pelo facto destes agregados não terem sido pré-saturados, conforme sucedeu
para os restantes AL (2.2).
a/l = 0,35
a/l = 0,45
a/l = 0,55
0
40
80
120
160
200
AN
0,3
5
Lec
a 0,3
5
Sta
lite
0,3
5
Lyta
g 0
,35
Arg
ex 0
,35
AN
0,4
5
Lec
a 0,4
5
Sta
lite
0,4
5
Lyta
g 0
,45
Arg
ex 0
,45
AN
0,5
5
Lec
a 0,5
5
Sta
lite
0,5
5
Lyta
g 0
,55
Arg
ex 0
,55
Cab
s (x
10
-3 m
m/m
in0
,5)
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 15 30
Cab
s (x
10
-6 m
/min
0,5)
% CZ
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Lytag 0,45
Argex 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55
0
20
40
60
80
100
120
140
0 5 10
Cab
s (x
10
-6 m
/min
0,5)
% SF
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,550
50
100
150
200
250
0 10 20 30 40 50
Cab
s (x
10
-6 m
/min
0,5)
% SF+CZ
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55
Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. – Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados
leves produzidos com diferentes tipos de ligante
5
Figura 5: Resistividade elétrica em misturas CEM I Figura 6: Resistividade elétrica versus percentagem de
substituição de cimento por SF
Como seria expectável, o tipo de ligante ao afetar as características da pasta, exerceu influência significativa na
resistividade elétrica (Figuras 6-8), em especial no caso da adição de SF, em que esta propriedade aumentou com o
aumento da percentagem de substituição (Figura 6). Verifica-se que a contribuição da SF foi maior para a redução da
resistividade do que da absorção capilar. Tal deverá ter resultado do facto de para além da SF, através da sua reatividade
pozolânica, proporcionar um maior refinamento da estrutura porosa, atuar também ao nível da composição iónica da
solução dos poros, afetando a condutibilidade do sistema [25]. A influência das CZ (Figura 7), associadas a menor
reatividade (3.1), foi menos significativa. Ainda assim, é possível observar um desempenho ligeiramente superior para
30% de CZ, o que se pode justificar pela ação adicional na composição da solução dos poros. O maior tempo de cura
húmida (21 dias) face aos ensaios de absorção capilar (7 dias) pode também ter contribuído para as diferenças obtidas.
As misturas ternárias, essencialmente por conterem SF, exibiram as resistividades elétricas mais elevadas (Figura 8).
Figura 7: Resistividade elétrica versus percentagem de
substituição de cimento por CZ
Figura 8: Resistividade elétrica de diferentes misturas
ternárias com SF e CZ
3.3 Resistência à penetração de cloretos
Os coeficientes de difusão de cloretos variaram entre 3,8 e 22,8x10-12
m2/s, o que, de acordo com Gjorv [26],
corresponde a betões com resistência à penetração de cloretos desde muito elevada a reduzida. Verifica-se que o ensaio
de migração foi capaz de distinguir claramente a resistência à penetração de cloretos de diferentes relações a/l, tendo
sido naturalmente inferior nos betões de maior porosidade e interconetividade da pasta (Figura 9).
Figura 9: Coeficiente de difusão de cloretos em misturas
CEM I
Figura 10: Coeficiente de difusão de cloretos versus
percentagem de substituição de cimento por CZ
a/l = 0,35 a/l = 0,45
a/l = 0,55
020406080
100120140
AN
0,3
5
Lec
a 0,3
5
Sta
lite
0,3
5
Lyta
g 0
,35
Arg
ex 0
,35
AN
0,4
5
Lec
a 0,4
5
Sta
lite
0,4
5
Lyta
g 0
,45
Arg
ex 0
,45
AN
0,5
5
Lec
a 0,5
5
Sta
lite
0,5
5
Lyta
g 0
,55
Arg
ex 0
,55
Res
(Ω
.m)
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 5 10
Res
(Ω
.m)
% SF
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 15 30
Res
(Ω
.m)
% CZ
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Lytag 0,45
Argex 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 10 20 30 40 50
Res
(Ω
.m)
% SF+CZ
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55
a/l = 0,35
a/l = 0,45
a/l = 0,55
0
5
10
15
20
25
AN
0,3
5
Lec
a 0,3
5
Sta
lite
0,3
5
Lyta
g 0
,35
Arg
ex 0
,35
Ag 0
,35
AN
0,4
5
Lec
a 0,4
5
Sta
lite
0,4
5
Lyta
g 0
,45
Arg
ex 0
,45
Ag 0
,45
AN
0,5
5
Lec
a 0,5
5
Sta
lite
0,5
5
Lyta
g 0
,55
Arg
ex 0
,55
Ag 0
,55
Dcl
, R
CM
(x1
0-1
2m
2/s
)
0
5
10
15
20
25
0 15 30
Dcl
, R
CM
(x1
0-1
2m
2/s
)
% CZ
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Lytag 0,45
Argex 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55
Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. – Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados
leves produzidos com diferentes tipos de ligante
6
Tal como sugerido por outros autores [8-10], confirma-se que o coeficiente de difusão de cloretos não foi afetado
significativamente pelo tipo de agregado (Figura 9). A menor influência do tipo de agregado é confirmada na Figura 9,
por comparação com argamassas de características idênticas aos betões em estudo. Conforme observado para a
absorção capilar e resistividade, apenas nos betões com agregados de porosidade mais acessível (Lytag), existiu um
ligeiro aumento do coeficiente de difusão. Verifica-se que essa diferença teve tendência para ser superior nas pastas
mais fracas de maior relação a/l (Figura 9) ou maior percentagem de CZ (Figura 10). Pelos motivos referidos em 3.1,
nomeadamente o menor teor de humidade inicial do agregado, a Argex, apesar de apresentar a porosidade mais elevada
(Tabela 1), não participou de forma efetiva na difusão de cloretos.
Verifica-se que a difusão de cloretos pode ser significativamente afetada pelo tipo de ligante (Figuras 10-12). O
coeficiente de difusão teve tendência para aumentar com a percentagem de substituição de cimento por CZ,
possivelmente devido aos mesmos motivos referidos em 3.1, nomeadamente o curto período de cura e a reduzida idade
de ensaio (28 dias). Para idades mais avançadas, será expectável que o desenvolvimento de reações pozolânicas possa
conduzir a menores coeficientes de difusão de cloretos. O mesmo foi verificado por Bogas [9]. O coeficiente de difusão
de cloretos diminuiu com a substituição parcial de cimento por SF (Figura 11). Conclusões semelhantes foram obtidas
por Bogas [9] e Güneyisi et al. [12]. A maior contribuição da SF na resistência à penetração de cloretos do que na
absorção capilar, em especial nos betões de maior a/l, indica que para além do refinamento da porosidade, também
deverá ocorrer uma alteração na composição da solução dos poros, conforme sugerido nos resultados de resistividade
elétrica. Nas misturas ternárias (Figura 12), a SF teve uma ação preponderante que permitiu contrariar o efeito adverso
das CZ, tendo-se obtido coeficientes de difusão geralmente inferiores, mesmo para elevadas percentagens de
substituição de cimento por CZ (10%SF+40%CZ). Pelos motivos referidos, ocorreu uma menor efetivação das misturas
ternárias de maior relação a/l, para as quais está associada uma maior alteração da microestrutura, quando se faz variar o
teor de CZ.
Figura 11: Coeficiente de difusão de cloretos versus
percentagem de substituição de cimento por SF
Figura 12: Coeficiente de difusão de cloretos de misturas
ternárias com SF e CZ
Excluindo o caso já referido de betões com Lytag, verifica-se uma correlação elevada (superior a 0,9) entre o
coeficiente de difusão, Dcl,RCM, e a relação a/l (Figura 13), que é relativamente independente do tipo de agregado.
Constata-se que os resultados obtidos são da mesma ordem de grandeza dos reportados por outros autores em ensaios
RCM com cimento tipo I. Porém, face aos restantes autores, observam-se coeficientes de difusão ligeiramente
superiores para baixas relações a/l e mais conservativos para relações a/l mais elevadas. Ainda assim, os resultados
obtidos permitem concluir que a resistência à penetração de cloretos nos BEAL pode ser razoavelmente traduzida em
função da relação a/l, sugerindo-se a sua consideração na abordagem normativa da durabilidade dos BEAL.
Figura 13: Variação do coeficiente de difusão de cloretos
com a relação a/l em misturas CEM I [10, 31,32]
Figura 14: Relação entre o coeficiente de difusão de
cloretos e a resistência à compressão
0
5
10
15
20
25
0 5 10
Dcl
, R
CM
(x1
0-1
2m
2/s
)
% SF
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55 0
5
10
15
20
25
0 10 20 30 40 50
Dcl
, R
CM
(x1
0-1
2m
2/s
)
% SF+CZ
Leca 0,35
Stalite 0,35
AN 0,35
Leca 0,45
Stalite 0,45
AN 0,45
Leca 0,55
Stalite 0,55
AN 0,55
y = 2,2775e3,6243x
R² = 0,91
0
5
10
15
20
25
30
0.25 0.35 0.45 0.55
Dcl
, R
CM
(x1
0-1
2m
2/s
)
Relação a/l
Presente estudo
fib 34 (2006)
Bogas (2011)
Liu et al (2011)
y = 23,533e-0,018x
R² = 0,32
0
5
10
15
20
25
0 20 40 60 80 100
Dcl
, R
CM
(x1
0-1
2m
2/s
)
fcm (MPa)
Leca
Stalite
AN
Lytag
Argex
Real, S.; Bogas, J.A.; Cortês, J.; Pontes, J. – Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados
leves produzidos com diferentes tipos de ligante
7
Na Figura 14, verifica-se uma fraca correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistência à compressão do
betão, identificando-se apenas uma tendência geral para a diminuição do coeficiente de difusão nos betões de maior
resistência. Esta fraca correlação pode ser justificada pelo facto da resistência à penetração de cloretos depender
essencialmente da qualidade da pasta, ao contrário do que sucede na resistência à compressão, em que o agregado
exerce uma influência importante. Assim, conclui-se que a durabilidade dos BEAL não deve ser caracterizada em
função da resistência mecânica, conforme é usualmente sugerido nos principais documentos normativos.
4. CONCLUSÕES
No presente trabalho foi caracterizada a resistência à penetração de cloretos de betões leves estruturais produzidos com
diferentes tipos de agregado e de ligante. Em seguida, resumem-se as principais conclusões obtidas:
• Foi possível produzir betões de classe de resistência LC12/13 a LC55/60 e de massa volúmica D1,6 a D2,0.
Dependendo do tipo de agregado e relação a/l, permitiu abranger BEAL desde reduzida a elevada durabilidade,
associados a uma ampla gama de coeficientes de difusão entre 3,8 e 22,8x10-12
m2/s.
• As propriedades analisadas, nomeadamente a absorção capilar, resistividade elétrica e resistência à penetração de
cloretos, foram essencialmente afetadas pela qualidade da pasta, com maior relevância para a relação a/l, seguido do
tipo e volume de ligante. Em geral, para estas propriedades, os BEAL demonstraram pelo menos desempenho
semelhante ao dos BAN de igual composição. Apenas os BEAL produzidos com AL muito porosos (Argex) ou
ausência de pelicula superficial mais densa (Lytag) apresentaram um desempenho inferior.
• A melhor qualidade da zona de interface agregado-pasta deverá ter contribuído para o melhor desempenho por vezes
evidenciado pelos BEAL de maior densidade face aos BAN de igual composição.
• A não saturação dos agregados leves, como sucede geralmente na maioria dos casos reais, pode reduzir fortemente a
sua participação na penetração de cloretos, mesmo em agregados de elevada porosidade (Argex).
• A substituição parcial de cimento por CZ conduziu a pastas de maior porosidade, resultado do reduzido período de
cura e idade de ensaio dos betões analisados. Na resistividade elétrica e resistência à penetração de cloretos houve uma
maior contribuição das CZ, que resultou possivelmente de alterações introduzidas na composição iónica da solução dos
poros;
• Garantindo a adequada dispersão da SF, conclui-se que, mesmo em idades jovens, esta foi efetiva no refinamento da
microestrutura da pasta. Em geral, o melhor desempenho foi atingido para percentagens de substituição de 9% de
cimento por SF nos betões convencionais e BEAL de maior densidade (Stalite), associados a pastas de menor relação
a/l.
• Em geral, as misturas ternárias desenvolveram desempenhos intermédios dos obtidos nos betões com apenas um tipo
de adição. A SF apresentou um papel preponderante no desempenho deste tipo de misturas, compensando a menor
eficiência inicial das CZ.
• Os ensaios de absorção capilar e de resistividade elétrica foram capazes de distinguir betões de durabilidade bastante
distintas, associados a diferenças na relação a/l e tipo de ligante. Para variações menos importantes na estrutura porosa
dos betões, a interpretação do ensaio de resistividade elétrica foi dificultada pela elevada variabilidade do próprio
ensaio.
• A resistividade elétrica foi fortemente beneficiada pela incorporação de adições nas misturas, em especial SF, com
influência na porosidade e composição inicial da estrutura da pasta.
• Foi possível definir uma relação exponencial de elevada correlação entre o coeficiente de difusão e a relação a/l, que
se mostrou independente do tipo de agregado.
• Conclui-se que ao contrário da filosofia usualmente seguida na normalização, a durabilidade dos BEAL não deve ser
caracterizada em função da resistência à compressão.
5. AGRADECIMENTOS
O presente trabalho de investigação foi financiado pela Fundação para a Ciência e a Tecnologia (FCT), através do
projeto PTDC/ECM-COM1734/2012. Os autores agradecem ainda o apoio do CEris – ICIST/IST no financiamento do
presente trabalho e a colaboração das empresas Saint-Gobain Weber Portugal, Argex, Stalite, Lytag, SECIL e BASF
pelo fornecimento dos materiais utilizados durante a campanha experimental.
6. REFERÊNCIAS
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Pumice Concrete”. ACI Materials Journal, Volume 104, 2007, pp. 449-457.
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leves produzidos com diferentes tipos de ligante
8
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struct. lightweight aggregate concrete, 18-22 June . Kristiansand, Norway, Editors: S. Helland et al, 2000, pp.
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Committee for standardization CEN, english version, 2011, 38p.
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