RESISTÊNCIA À PENETRAÇÃO DE CLORETOS DE
BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES
João Filipe Martins Cortês
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
ENGENHARIA CIVIL
Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas
Júri
Presidente: Prof. Doutor Albano Luís Rebelo da Silva das Neves e Sousa
Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas
Vogal: Prof. Doutor Luís Manuel da Rocha Evangelista
Resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de
agregados leves
João Filipe Martins Cortês
Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Civil
Dissertação elaborada no âmbito do Projecto FCT EELWAC
Durability and lifetime of more energy efficient structural lightweight aggregate
concrete
Task 3 - Durability of structural lightweight aggregates concrete – Laboratory
tests
Projecto FCT PTDC/ECM-COM/1734/2012
União Europeia
i
Resumo
A presente dissertação tem por objetivo avaliar a resistência à penetração de cloretos em betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes tipos de agregados leves, relações água/ligante (a/l) e tipos e dosagens de adições. Para tal, foi efetuada uma vasta campanha experimental que envolveu a realização de ensaios de caracterização mecânica (resistência à compressão) e de durabilidade (absorção capilar, resistividade, resistência à penetração de cloretos).
Na realização do presente estudo foram considerados quatro tipos de agregados leves, de origem nacional e internacional, com porosidades bastante distintas, um tipo de agregado de massa
volúmica normal para a produção de betões de referência e 7 tipos de ligantes (CEM I;CEM II/A-V;
CEM II/B-V; CEM II/A-D(1); CEM II/A-D(2); CEM IV/A; CEM IV/B), tendo em consideração misturas com diferentes relações a/l (0,35; 0,45; 0,55).
Verifica-se que a redução de resistência à compressão nos BEAL face aos BAN de igual composição aumenta com a redução da relação a/c e com a diminuição da massa volúmica do agregado. Nos betões com agregados leves mais densos é possível atingir níveis de resistência semelhante à dos betões convencionais, traduzindo-se num incremento importante da eficiência estrutural.
Os resultados de absorção capilar permitem concluir que este mecanismo é regulado, essencialmente, pelas características da pasta (relação a/l e tipo de adição), independentemente do tipo de agregado utilizado. Os menores coeficientes de absorção capilar estão geralmente associados a mistura com baixa relação a/c e adição de sílica de fumo.
Conclusões idênticas são obtidas nos ensaios de resistividade elétrica. Contudo, neste caso, a composição iónica da solução dos poros pode ter também uma influência importante nos resultados obtidos, nomeadamente, nas misturas com cinzas volantes.
A resistência à penetração de cloretos nos vários tipos de betões foi condicionada primeiramente pela relação a/l das misturas, seguido do tipo e quantidade de adições presentes nas misturas. Em geral, os coeficientes de difusão mais baixos foram obtidos em betões de reduzida relação a/l e com incorporação de sílica de fumo. Mais uma vez, não são observadas diferenças significativas entre o comportamento dos BEAL e dos BAN. No entanto, nos betões com agregados de menor massa volúmica, associados a maiores níveis de porosidade, verifica-se um desempenho ligeiramente inferior em face das propriedades de durabilidade analisadas.
Palavras-chave:
ii
Abstract
This paper aims at characterizing the chloride-ion penetration resistance of lightweight aggregate concrete (LWAC) produced with different types of aggregates, water/binder ratios (w/b) and type and content of cementitious materials. In order to do so, a comprehensive experimental campaign was carried out, involving mechanical tests (compressive strength) and durability tests (capillary absorption, , electrical resistivity, chloride penetration resistance).
For the present, four types of national and international lightweight aggregates (LWA), with very different porosities, one type of normal aggregate for the production of reference concrete and 7 types of binders (CEM I, CEM II/A-V; CEM II/B-V; CEM II/A-D(1); CEM II/A-D(2); CEM IV A; CEM IV B) were selected taking into account mixtures of different w/b ratios (0.35, 0.45, 0.55).
It is found that the reduction of the compressive strength in LWAC, when compared to normal weight concrete (NWAC) of equal composition, increases as the w/b ratio decreases and the lightweight aggregate density decreases. In LWAC with less porous LWA the concrete compressive strength can be as high as that of NWAC, which means an important increment of the structural efficiency.
The capillary absorption tends to be primarily ruled by the paste characteristics (w/b ratio and type of addition), regardless the type of aggregate used. The lower absorption coefficients are usually found in mixtures of low w/b and silica fume incorporation.
The same conclusions are obtained in the electrical resistivity tests. However, in this case, the chemical composition of the mortar pore solution may play an important role , especially in concrete with fly ash.
The chloride penetration resistance was primarily affected by the w/b ratio, followed by the type and amount of addictions. In General, the lowest diffusion coefficients were obtained in low w/b concrete with silica fume incorporation. Once more, no significant differences were observed between the durability behaviour of LWAC and NWAC. However, it is found a slightly lower durability performance of the more porous LWAC with lower density.
Keywords:
iii
Agradecimentos
Ao meu orientador, Professor Doutor Alexandre Bogas, agradeço toda a motivação, exigência, dedicação, disponibilidade e amizade demonstradas ao longo do trabalho. Agradeço também a confiança em mim depositada, para fazer parte de um projeto de elevado grau de dificuldade, de cuja real magnitude e importância só mais tarde me aperceberia.
Aos meus colegas de trabalho, de equipa, Jorge Pontes, Sofia Real, Tiago Barroqueiro, Tiago Gomes e Bernardo Ferreira, agradeço todo o apoio, conselhos, entreajuda e, até mesmo alguns atritos, pois tudo isso contribuiu para o meu desenvolvimento pessoal. Agradeço especialmente ao Jorge e à Sofia todo o apoio prestado na campanha experimental, nomeadamente na fase inicial de aprendizagem e adaptação.
Agradeço também o auxilio e disponibilidade dos técnicos do Laboratório de Construção do Departamento de Eng. Civil e Arquitetura do Instituto Superior Técnico.
Aos meus pais, um sentido obrigado por todo o apoio, dedicação e investimento feito em mim, que resulta no culminar do meu percurso académico. Um sentido abraço ao meu Avô, pela força continuamente transmitida. Um bem-haja a todos os meus amigos que partilharam os bons e maus momentos comigo ao longo do meu percurso académico.
iv
Acrónimos
BEAL - Betão estrutural de agregados leves
BAN - Betão de agregados naturais
a/c - Relação água / cimento a/l - Relação água / ligante
RCPT - Rapid chloride permeability test
RCMT - Rapid chloride migration test
Abaix. - Abaixamento
Simbologia
kg - Quilograma m - Metro cm - Centímetro mm - Milímetro nm - nanómetro µm - micrómetro m2 - Metro quadrado m3 - Metro cúbico l - Litro h - Hora min - Minuto s - Segundo [ T ]v
pH - potencial de hidrogénio
ºC - Grau Celsius
Mpa - Mega Pascal
V - Volt
KN - Quilo Newton
A - Ampere
fc28d - Resistência à compressão aos 28 dias
fc28d/ ρseca - Eficiência estrutural
CV - Coeficiente de variação
Dcl,RCMT - Coeficiente de difusão de cloretos
ρ - Massa volúmica Ω - Ohm
kΩ - Quilo ohm
ρfresca - Massa volúmica fresca
vi
Índice de texto
1. Introdução ... 1
1.1 Considerações gerais ... 1
1.2 Objetivos ... 2
1.3 Metodologia e organização do trabalho... 2
2. Estado da Arte ... 4
2.1 Introdução ... 4
2.2 Betão Estrutural de Agregados Leves ... 4
2.3 Durabilidade do Betão ... 7
2.3.1 Mecanismos de transporte no betão ... 7
2.3.2 Corrosão induzida por cloretos ... 11
2.3.3 Penetração de cloretos ... 15
2.3.3.1 Teor crítico de cloretos ... 15
2.3.3.2 Capacidade de fixação de cloretos... 16
2.3.4 Durabilidade nos BEAL ... 17
2.3.4.1 Penetração de cloretos nos BEAL ... 21
3. Campanha Experimental ... 24
3.1 Introdução ... 24
3.2 Planeamento ... 24
3.3 Materiais, composição e formulação das misturas ... 25
3.3.1 Materiais utilizados ... 25
3.3.2 Ensaios de caracterização dos agregados ... 29
3.3.2.1 Análise granulométrica ... 29
3.3.2.2 Massa volúmica e absorção de água ... 30
3.3.2.3 Baridade ... 30
3.3.2.4 Índice de forma ... 31
3.3.3 Composição das misturas ... 31
3.4 Produção do Betão ... 33
3.4.1 Procedimento ... 33
vii
3.4.1.3 Moldagem e compactação ... 35
3.4.1.4 Cura ... 35
3.6 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Fresco ... 36
3.6.1 Ensaio de abaixamento ... 37
3.6.2 Ensaio de determinação da massa volúmica fresca ... 37
3.7 Ensaios de Caracterização do Betão no Estado Endurecido ... 37
3.7.1 Determinação da massa volúmica do betão em estado endurecido ... 38
3.7.2 Ensaio de resistência à compressão ... 38
3.7.3 Ensaio de absorção capilar ... 38
3.7.4 Ensaio de avaliação da resistividade elétrica ... 39
3.7.5 Ensaio de resistência à penetração acelerada de cloretos (RCMT) ... 40
4. Apresentação de Resultados ... 42
4.1 Caracterização dos betões no estado fresco ... 42
4.2 Resistência à compressão e massa volúmica ... 44
4.3 Absorção capilar ... 46
4.3.1 Discussão de resultados ... 49
4.3.1.1 Influência do tipo de agregado ... 50
4.3.1.2 Influência do tipo de adição ... 51
4.4 Resistividade elétrica... 54
4.4.1 Discussão de resultados ... 58
4.5 Resistência à penetração de cloretos... 59
4.5.1 Discussão de resultados ... 64
4.5.1.1 Influência do tipo de agregado ... 65
4.5.1.2 Influência do tipo de adição ... 67
4.5.1.3 Variabilidade do ensaio ... 73
4.5.1.4 Correlação entre a resistência à compressão e o coeficiente de difusão de cloretos ... 74
4.5.1.5 Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a absorção capilar ... 74
4.5.1.6 Correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistividade elétrica ... 76
5. Conclusões ... 77
5.1 Considerações finais ... 77
viii
5.3 Propostas de desenvolvimento futuro ... 80
Bibliografia ... 82 Anexos ... A
ix
Índice de figuras
Figura 1 - Massas volúmicas de betões leves estruturais e respetivos agregados (Bogas, 2011) ... 5
Figura 2 - Classificação de agregados leves de acordo com a sua proveniência (Adaptado de Bogas, 2011) ... 6
Figura 3 - Fatores de deterioração de estruturas em betão armado (Bogas, 2011) ... 8
Figura 4 - Estrutura microscópica de um espécime de betão de agregado natural (Adaptado de Liu et al. 2010) ... 9
Figura 5 - Distinção esquemática entre porosidade e permeabilidade ( Adaptado de EuroLightCon,1998) ... 10
Figura 6 - Microestrutura do betão evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010) ... 11
Figura 7 - Esquema de célula de corrosão (Adaptado de Mehta e Monteiro, 2006) ... 12
Figura 8 - Esquema de corrosão induzida por cloretos (Adaptado de Neville, 1995) ... 13
Figura 9 - Esquematização da estrutura porosa de um betão de agregados leves grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010) ... 18
Figura 10 - Esquematização da estrutura porosa de betão de agregados leves finos e grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010) ... 19
Figura 11 - Estrutura microscópica de BEAL evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010) ... 20
Figura 12 - Curvas granulométricas dos agregados de brita calcária ... 27
Figura 13 - Curvas granulométricas dos agregados leves Leca, Stalite e Lytag ... 28
Figura 14 - Curvas granulométricas dos agregados leves de Argex ... 28
Figura 15 - Curvas granulométricas dos agregados de areia natural siliciosa ... 28
Figura 16 - Ensaio de análise granulométrica ... 29
Figura 17 - Ensaio de absorção capilar ... 30
Figura 18 - Picnómetro com agregados leves ... 30
Figura 19 - Misturadora de eixo vertical com amassadura em progresso ... 34
Figura 20 - Procedimento geral das amassaduras ... 34
Figura 21 - Procedimento de amassaduras com sílica de fumo como adição ... 34
Figura 22 - Vibração de betão em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha ... 35
Figura 23 - Provetes em camara de cura húmida ... 36
Figura 24 - Ensaio de abaixamento do betão ... 37
Figura 25 - Provete submetido a ensaio de resistência à compressão ... 38
Figura 26 - Ensaio de absorção capilar ... 39
Figura 27 - Ensaio de penetração de cloretos ... 41
Figura 28 - Espécimes seccionados com nitrato de prata ... 41
Figura 29 - Coeficientes de absorção em betões de CEM I ... 48
Figura 30 - Coeficientes de absorção em betões com diferentes percentagens de cinzas ... 48
x
Figura 32 - Coeficientes de absorção em misturas ternárias ( 10% sílica + 20 %ou 40% de cinzas) .. 49
Figura 33 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,35) ... 52
Figura 34 -Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,45) ... 52
Figura 35 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por cinzas (a/l=0,55) ... 52
Figura 36 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,35) ... 53
Figura 37 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,45) ... 53
Figura 38 - Coef. absorção capilar Vs % Substituição por sílica de fumo (a/l=0,55) ... 53
Figura 39 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões de CEM I ... 56
Figura 40 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de cinzas ... 57
Figura 41 - Resultados dos ensaios de resistividade em betões com diferentes percentagens de sílica ... 57
Figura 42 - Resultados dos ensaios de resistividade em misturas ternárias ... 57
Figura 43 - Coeficientes de difusão em betões e argamassas de CEM I (com desvio padrão) ... 61
Figura 44 - Coeficientes de difusão em betões de CEM I (com desvio padrão) ... 62
Figura 45 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas, agrupados por relação a/c (com desvio padrão) ... 62
Figura 46 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de cinzas e relação a/c (com desvio padrão) ... 62
Figura 47 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica, agrupados por relação a/c (com desvio padrão) ... 63
Figura 48 - Coeficientes de difusão em betões com diferentes percentagens de sílica e relação a/c (com desvio padrão) ... 63
Figura 49 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão) ... 63
Figura 50 - Coeficientes de difusão em misturas ternárias de várias relações a/c (com desvio padrão) ... 64
Figura 51 - Coeficientes de difusão de cloretos, agrupados por tipo de agregado, em função de a/c . 67 Figura 52 - Curvas teóricas de andamento da difusão de cloretos em função de a/c ... 67
Figura 53 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,35) ... 68
Figura 54 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,45) ... 68
Figura 55 - Coef. difusão Vs % substituição por cinzas (a/l=0,55) ... 68
Figura 56 - Curvas de andamento da difusão em função de a/c para as várias adições ... 69
Figura 57 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,35) ... 71
Figura 58 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,45) ... 71
Figura 59 - Coef. difusão Vs % substituição por sílica de fumo (a/l=0,55) ... 71
Figura 60 - Relação entre difusão de cloretos e resistência à compressão, para diferentes tipos de agregado, relação a/l e ligante ... 74
xi
Figura 62 - Relação entre os coeficientes de difusão e de absorção de água, agrupados por tipo de agregado, para CEM I ... 75 Figura 63 - Relação entre o coeficientes de difusão e a resistividade elétrica ... 76
xii
Índice de Quadros
Quadro 1 - Classificação de agregados leves em função da baridade (Bogas, 2011) ... 6
Quadro 2 - Ensaios relativos aos agregados finos ... 24
Quadro 3 - Ensaios relativos aos agregados grossos ... 25
Quadro 4 - Ensaios em betão no estado fresco ... 25
Quadro 5 - Ensaios em betão no estado endurecido ... 25
Quadro 6 - Características físicas dos agregados naturais ... 26
Quadro 7 - Características físicas dos agregados leves ... 26
Quadro 8 - Propriedades granulométricas dos agregados ... 27
Quadro 9 - Composição dos diversos betões de agregado leve Argex...32
Quadro 10 - Composição dos diversos betões de agregado leve Lytag ... 32 Quadro 11 - Composição dos betões de agregados naturais e agregados leves Leca e Stalite ... 32
Quadro 12 - Ficha técnica do cimento (CEM I 42,5 R) ... 33
Quadro 13 - Descrição das dimensões físicas dos provetes e condições de cura referentes ao diferentes ensaios em estado endurecido ... 36
Quadro 14 - Características físicas e mecânicas dos betões ... 42
Quadro 15 - Resultados dos ensaios de absorção capilar ... 46
Quadro 16 -Relação entre a qualidade do betão e o coeficiente de asborção (Browne 1991)... 50
Quadro 17 - Resultados dos ensaios de resistividade elétrica ... 54
Quadro 18 - Resultados dos ensaios acelerados de migração de cloretos ... 59
1
1. Introdução
1.1 Considerações gerais
O betão armado é, nos dias de hoje, o principal material estrutural utilizado na indústria da construção, fruto da sua versatilidade e vasto conhecimento das suas propriedades e modo de aplicação.
O desenvolvimento sustentável das sociedades é atualmente um dos principais desafios que se colocam ao setor da construção civil. Confrontado com a crescente necessidade de diminuir a pegada ecológica das infraestruturas, este setor tem procurado desenvolver soluções alternativas, eficientes, economicamente viáveis e com custos ecológicos e ambientais mais reduzidos. É pois, com naturalidade, que se verifica o reacender do interesse num material alternativo ao betão tradicional, há muito conhecido, mas ainda pouco desenvolvido a uma larga escala, o betão leve.
O betão estrutural de agregados leves (BEAL), caracterizado por massas volúmicas inferiores às dos betões convencionais, adequa-se às necessidades construtivas dos tempos modernos, originando soluções mais ligeiras e energeticamente eficientes. A utilização de BEAL, permite a redução da carga sobre as fundações, possibilitando o aparecimento de novas soluções arquitetónicas, nomeadamente o aumento do espaço funcional em obras de reabilitação sem grande intervenção ao nível das infraestruturas.
Do ponto de vista ambiental, os BEAL poderiam ser uma alternativa mais atrativa na medida em que, apesar de acarretarem custos energéticos significativos na produção dos agregados artificiais, apresentam índices de conservação de energia superiores aos dos betões convencionais, menores exigências de transporte, menor impacte na demolição e ainda elevada eficiência e durabilidade das estruturas (Holm 2000, Chandra e Berntsson 2002).
Desde meados do século passado que se percebeu que o betão armado era um material de durabilidade limitada, sendo sujeito a diferentes ações de origem física, química, biológica e estrutural. Entre as várias ações referidas, a corrosão das armaduras induzida por ataque de cloretos é um dos mecanismos de degradação mais preocupantes do betão, sendo o principal responsável pela vida útil das estruturas localizadas em áreas costeiras.
Dada a importância do ataque de cloretos e atendendo à ampla utilização dos BEAL em pontes, plataformas offshore e outras estruturas em ambiente marítimo, surge a necessidade de aprofundar o conhecimento existente neste domínio em relação a este tipo de betão. Os primeiros BEAL utilizados em estruturas expostas a ambientes marítimos agressivos, há mais de 60 anos, eram caracterizados por resistências mecânicas baixas a moderadas. Atualmente, com a incorporação de novos tipos de adições e adjuvantes, que possibilitam a utilização de relações a/c inferiores, os BEAL
2
são encarados numa nova perspetiva, mais vocacionados para apresentarem uma resistência e durabilidade superiores.
A maior dificuldade relacionada com a utilização de BEAL é a grande variabilidade das suas propriedades e o menor domínio do seu comportamento, tendo em consideração os diferentes tipos de agregados e composições utilizados na sua produção. No presente trabalho, pretende-se caracterizar o comportamento de betões estruturais leves produzidos com diferentes tipos de agregados, dosagens e tipos de ligantes em termos da sua resistência à penetração de cloretos.
1.2 Objetivos
A presente dissertação, realizada no âmbito de um projeto de investigação, tem como principal objetivo a caracterização da durabilidade de BEAL produzidos com diferentes tipos de agregados leves e vários tipos de ligantes, definidos na norma NP EN 197-1, particularmente no que se refere aos fenómenos de corrosão induzida por cloretos.
Para o efeito, foi prevista uma vasta campanha experimental que envolve a realização de ensaios físicos, mecânicos e de durabilidade, entre os quais constam os ensaios de massa volúmica, resistência à compressão, absorção de água por capilaridade, resistividade elétrica e resistência à penetração de cloretos. Estes ensaios são realizados sobre betões produzidos com cinco tipos diferentes de agregados, abrangendo desde agregados de massa volúmica normal a agregados leves de porosidades bastante distintas. O comportamento dos betões leves é analisado tendo em consideração a utilização de 7 tipos de ligantes que abrangem soluções correntemente utilizadas no domínio dos betões, pretendendo-se analisar a influencia da dosagem e tipo de adição, nomeadamente cinzas volantes e sílica de fumo.
1.3 Metodologia e organização do trabalho
A presente dissertação pode ser subdividida em quatro etapas distintas. Inicialmente, procedeu-se à pesquisa bibliográfica do tema, de forma a adquirir os conhecimentos e fundamentos necessários para a compreensão e discussão da temática abordada.
Seguidamente, procedeu-se à planificação da campanha experimental, tendo para tal sido elaborado um plano das betonagens e ensaios a efetuar, bem como dos materiais inerentes à sua realização.
A terceira etapa consistiu, basicamente, na realização da campanha experimental nas suas diferentes fases. Em primeiro lugar, procedeu-se à realização dos ensaios de caracterização dos agregados. Seguidamente, foram efetuados os ensaios referentes ao betão, no estado fresco e endurecido.
3
A estrutura e organização do trabalho foi definida com o intuito de favorecer a abordagem e compreensão dos objetivos anteriormente descritos. Assim, o trabalho encontra-se seccionado em cinco capítulos e três anexos, nos quais se contam as seções referentes à introdução e conclusão.
No 2º capítulo, apresenta-se uma breve revisão bibliográfica do estado da arte da durabilidade no betão, particularmente a penetração de cloretos em BEAL. Numa primeira fase são abordadas as características mais gerais destes tipos de betão, bem como os agregados utilizados na sua produção. O capítulo progride com a abordagem dos temas relativos à durabilidade do betão, tais como os principais mecanismos de transporte no betão, o processo de corrosão induzida por cloretos e os fenómenos de penetração de cloretos, na generalidade dos betões. Por fim, aborda-se a temática da durabilidade em BEAL, com especial ênfase na corrosão induzida por cloretos.
No capítulo 3, procede-se à descrição da campanha experimental, nomeadamente no que se refere à definição das composições, produção das amassaduras e descrição dos ensaios realizados, nos estados fresco e endurecido.
O capítulo 4 diz respeito à apresentação e análise dos resultados obtidos no decorrer da campanha experimental.
No capítulo 5, são apresentadas as principais conclusões decorrentes da análise de resultados, efetuando-se também algumas propostas para investigações futuras.
4
2. Estado da Arte
2.1 Introdução
A durabilidade do betão é afetada por diversas ações de origem física, química, biológica e mecânica. De entre as várias ações, a corrosão das armaduras, induzida pela carbonatação ou pelo ataque de cloretos, é um dos mecanismos de degradação mais relevantes no betão armado. No presente trabalho, serão abordadas apenas as temáticas referentes à penetração de cloretos em betões produzidos com diferentes tipos de agregados e ligantes.
De modo a fazer um enquadramento teórico da temática abordada, ao longo deste capítulo, será apresentado um breve resumo do estado da arte da durabilidade na generalidade dos betões, com especial ênfase nos betões estruturais de agregados leves (BEAL).
A origem do betão produzido com agregados leves de origem mineral remonta aos primórdios civilizacionais, existindo indícios da sua aplicação pelos povos a sul da Mesopotâmia e junto à fronteira entre o Paquistão e a Índia, vários séculos antes de Cristo. Os exemplos mais marcantes da sua funcionalidade e durabilidade provêm do Império Romano, com a utilização de betões leves compostos por agregados vulcânicos aglomerados em pastas de cal e pozolana natural. Estes betões, utilizados em construções como o Panteão de Roma ou o Coliseu de Roma, suportaram o duro teste do tempo, resistindo sem alterações até aos nossos dias (Chandra e Berntsson 2002).
Atualmente, os BEAL são utilizados em diversos domínios de aplicação como tabuleiros de pontes de grande vão, estruturas flutuantes, arranha-céus, edifícios com solos de fundação pobres e obras de reabilitação (Liu, et al. 2010). Em Portugal, a sua aplicação restringe-se sobretudo a obras de reabilitação de pontes e viadutos, ainda que seja sobejamente conhecida a sua aplicação na cobertura suspensa do pavilhão de Portugal na EXPO, em Lisboa (Bogas 2011).
Hoje em dia, a minimização da pegada ecológica associada ao sector da construção assume-se como uma das principais preocupações e desafios da engenharia. Assim, a utilização de betões produzidos com agregados resultantes de subprodutos industriais, tais como as cinzas volantes ou as escórias de alto-forno, é vista como uma solução de futuro (Güneyisi et al. 2013).
2.2 Betão Estrutural de Agregados Leves
A massa volúmica é a principal característica que diferencia os betões de agregados leves (BEAL) dos betões de agregados naturais (BAN). Esta propriedade varia essencialmente com o volume, teor em água, absorção e tipo de agregado, sendo ainda influenciada pelo teor de cimento e relação a/c (Bogas 2011). A norma Europeia NP EN206-1 (2005), define o betão leve recorrendo ao conceito de massa volúmica, estabelecendo como tal todos os betões cujos valores da massa
5
volúmica, os coeficientes de isolamento térmico e o transporte de água entre o agregado e a pasta são as propriedades mais significativas que diferenciam os BEAL dos BAN (Bogas 2011). O volume de agregados é o parâmetro mais condicionante da massa volúmica dos betões, sendo responsável pela ocupação de cerca de 70% do volume da generalidade dos betões leves (FIP 1983). A Figura 1 ilustra a variação dos valores de massa volúmica em betões estruturais, em função do tipo de agregado.
Caracterizados por valores inferiores de massa volúmica, que advêm da sua composição porosa, os agregados leves são usualmente definidos de acordo com esta propriedade ou, ainda, pela sua baridade (Bogas 2011). As normas Europeias EN 13055-1 (2002) e NP EN206-1 (2005) definem os agregados leves de origem mineral, como sendo aqueles que apresentam valores de
massa volúmica, após secagem em estufa, inferiores a 2000Kg/m3 ou baridades inferiores a
1200Kg/m3. O Quadro 1 ilustra a classificação de diversos agregados leves em função da sua
baridade.
Os betões estruturais de agregados leves são usualmente produzidos com recurso a agregados de argila, xisto e ardósia expandida; agregados de escórias e cinzas volantes, ou agregados naturais de origem vulcânica.
6
Quadro 1 - Classificação de agregados leves em função da baridade (Bogas, 2011) Classificação Agregados Baridade Média
a Absorção às 24 h
Aplicação em Betão (Kg/m3) (%)
Poliestireno expandido 10-40 <1
Ultra-Leve Vermiculite expandida 60-200 >100 Betões de isolamento Perlite expandida 30-240 térmico sem Baridade<300 Kg/m3 Vidro expandido 150-300 5-15 capacidade estrutural Regranulado negro de cortiça expandida 60-100b 60-100c
Partículas de madeira 320-480 - Diatomite 450-800 elevada
Leve Clínquer 720-1040 - Betões de isolamento
Baridade de areias Pedra-pomes 500-900 30-40 térmico ou
300 a 1200 Kg/m3
Escória de alto-forno expandida 500-1000 10-25 estruturais de baixa
Baridade de grossos Escória pelitizada 850-950 3-5 resistência
300 a 950 Kg/m3 Argila expandida 5-25 Betões de isolamento Xisto expandido 350-1050 5-15 térmico ou estruturais Ardósia expandida 5-15 de moderada a Cinzas volantes sinterizadas 700-1100 15-20 elevada resistência
a
- inclui agregados grossos e finos
b
- Refere-se à massa volúmica das partículas (valores nacionais mais usuais)
c
- Absorção aparente correspondente a água superficial de molhagem, Suskedo Karade (2006)
De facto, apenas estes agregados leves possuem propriedades mínimas de resistência capazes de originar betões leves de características estruturais. Ainda que também ocorram na natureza, estes agregados podem ser produzidos artificialmente a partir de matérias primas naturais, veja-se a argila, ou de matérias primas transformadas de subprodutos industriais, como as cinzas volantes ou as escórias de alto-forno (Holm e Bremner 2000). Na Figura 2 apresenta-se um resumo dos diferentes tipos de agregados leves, tendo em consideração a sua proveniência e método de fabrico.
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2.3 Durabilidade do Betão
Entende-se o conceito de durabilidade como sendo a capacidade do betão para desempenhar a sua função durante o período de serviço preconizado, suportando a deterioração provocada pelos agentes agressivos do meio envolvente. Como tal, facilmente se constata que a durabilidade do betão será função das propriedades dos seus constituintes, bem como das condições ambientais (Mehta e Monteiro 2006).
De modo a materializar o conceito atrás descrito, recorre-se usualmente a indicadores do nível de desempenho do betão, como sendo a sua resistência mecânica, profundidade de carbonatação ou a resistência à penetração de fluidos, através dos quais se procura obter uma medida indireta da durabilidade (Neville 1995).
No betão armado, o mau desempenho de qualquer um dos constituintes, seja o agregado, a pasta ou a armadura, pode provocar a sua deterioração. Importa realçar que o processo de deterioração do betão ao danificar a espessura de recobrimento, compromete a proteção da armadura (Kropp 1995). A corrosão da armadura, ao introduzir tensões no betão, provoca a sua fendilhação, acelerando assim a degradação (Mindess et al 2003). As várias ações suscetíveis de deteriorar o betão encontram-se esquematizadas na Figura 3, podendo agrupar-se em ações físicas, mecânicas, biológicas, estruturais ou químicas. Será dado maior enfâse ao tratamento das ações químicas, visto ser no seu âmbito que se enquadra a corrosão de armaduras induzida pelo ataque de cloretos. Serão seguidamente abordados, de forma sucinta, os mecanismos gerais de transporte no
betão, que controlam a penetração de substâncias no seu interior, nomeadamente iões Cl-,
seguindo-se um tratamento mais detalhado da temática relativa ao ataque de cloretos.
2.3.1 Mecanismos de transporte no betão
Os mecanismos de transporte no betão podem descrever-se como sendo a circulação de fluidos, em geral provenientes do exterior, na estrutura porosa do betão (Kropp 1995; Costa 1997; Bogas 2011). Dada a natureza porosa do material, estes movimentos podem processar-se não só através dos vazios da pasta de cimento, mas também pela interface agregado-pasta, ou mesmo através da fendilhação e defeitos existentes (Kropp et al. 1995; Feldman 1986). De entre as várias substâncias suscetíveis de penetrar no betão, provenientes do exterior, destacam-se a água e os
mais variados gases e iões, nos quais se incluem os iões de cloreto, Cl-, objeto de estudo no presente
trabalho. Estas substâncias, uma vez no interior no betão, interagem física e quimicamente com os seus constituintes e com a armadura, desencadeando fenómenos de deterioração (Bogas 2011).
O ingresso e posterior movimento de fluidos, gases e outras substâncias no betão ocorre de acordo com um dos seguintes processos: absorção capilar, permeação, difusão e migração. O primeiro, diz respeito à penetração de líquidos por ação de forças de sucção capilar; o segundo, ao transporte de líquidos ou gases devido a gradientes de pressão; o terceiro, ao transporte de gases, iões ou vapor de água devido a gradientes de concentração; o último, ao movimento de iões
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resultante de diferenças de potencial elétrico (Bentz et al. 1999; Kropp et al. 1995; Bertolini et al. 2004).
Figura 3 - Fatores de deterioração de estruturas em betão armado (Bogas, 2011)
Existe um fator comum a qualquer um dos processos atrás descritos, a porosidade. De facto, é a estrutura porosa do betão, evidenciada na Figura 4, que governa a efetivação de cada um dos mecanismos atrás referidos. As propriedades de transporte do betão são também condicionadas pela sua composição, dado que o teor de pasta, a presença de adições, as dimensões e tipo de agregado e a granulometria das partículas são fatores que influenciam a microestrutura do betão (Garboczi 1995, Geiker et al. 1995).
Ao conjunto de vazios e seu desenvolvimento, que caracterizam a microestrutura do betão, dá-se o nome de porosidade (Garboczi 1995). Cobrindo uma gama de dimensões muito variada, a porosidade verifica-se em qualquer uma das 3 fases do betão - matriz cimentícia, agregado e interface agregado-pasta (Bogas 2011).
Os poros evidenciados na matriz cimentícia podem ser classificados como intersticiais, capilares e macroporos (Mehta e Monteiro 2006). Os intersticiais, também denominados por “poros de gel”, encontram-se presentes nos C-S-H e são, de entre os sistemas de poros atrás mencionados, aqueles que menos influem no transporte de substâncias (Mehta e Monteiro 2006, Ollivier et al 1995). Tal, deve-se às suas reduzidas dimensões, com diâmetros na ordem dos 2 a 3 nm (Bertolini et al. 2004).
A porosidade capilar, principal responsável pelo transporte de substâncias na pasta, corresponde ao volume não preenchido pelos produtos de hidratação e partículas de cimento anidro (Garboczi 1995, Mindess et al 2003). Associada a poros com dimensões entre os 10 nm e os 5 µm, favorece o escoamento e difusão iónica de fluídos, sobretudo se o grau de conectividade dos poros
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for elevado ou existirem canais de exsudação (Mehta e Monteiro 2006). Na sua investigação, Powers (1958) constata que a permeabilidade da matriz cimentícia aumenta exponencialmente com a porosidade capilar.
Na porosidade capilar, o volume e interconexão dos poros será fundamentalmente função da razão a/c e do grau de hidratação da pasta. Bertolini et al. (2004) propõe, na consideração de betões de alto desempenho, um valor limite de 25% de porosidade, relativo a relações a/c de 0,45 e um grau de hidratação de 0,75. Verifica-se que o decréscimo da relação a/c, ao permitir o preenchimento e interceção dos poros capilares por produtos da hidratação, reduz o volume e conectividade destes. Semelhante efeito é obtido por via do incremento do grau de hidratação da pasta que, tal como na redução da relação a/c, resulta numa diminuição da porosidade capilar, à custa de um incremento da porosidade intersticial (Garboczi 1995). Neville (1995) reporta que teoricamente, para valores da relação a/c superiores a 0,38, o volume preenchido por C-S-H é insuficiente para impedir o transporte capilar, mesmo após concluída a hidratação da pasta. Outros autores sugerem um valor de 0,45 para a mesma relação a/c (Mindess et al. 2003).
Figura 4 - Estrutura microscópica de um espécime de betão de agregado natural (Adaptado de Liu et al. 2010)
Assim, facilmente se constata que a permeabilidade da pasta de cimento dependerá essencialmente da relação a/c, do grau de hidratação e do tempo de cura, fator também ele influenciador da dimensão e interconexão dos poros (Garboczi 1995). Verifica-se que baixos graus de hidratação conduzem a matrizes cimentícias onde predomina a porosidade capilar. À medida que progride a hidratação da pasta, ocorre a perda de conectividade entre os poros, provocando assim uma redução da permeabilidade do material (Garboczi 1995). A Figura 5 ilustra a diferença entre os conceitos de porosidade e permeabilidade.
Areia
Pasta
10
Diversos autores reportam uma redução da absorção capilar com a diminuição da relação a/c (Dhir 1987, Schonlin, et al. 1989). De facto, a taxa de absorção capilar decresce com a redução do diâmetro dos poros da pasta de cimento, muito embora o nível máximo atingido pela ascensão capilar tenda a ser superior (fib1 1999).
Figura 5 - Distinção esquemática entre porosidade e permeabilidade ( Adaptado de EuroLightCon,1998)
No que concerne à difusão de iões, verifica-se uma perda de influência da dimensão dos poros, passando o transporte a ser fortemente condicionado pela interconectividade do sistema poroso (fib1 1999). Embora se evidenciem menores difusões para baixas relações a/c, comprova-se que o transporte iónico será sobretudo regulado pelo diâmetro representativo da maior fração de poros interconectados, o diâmetro crítico (Neville 1995, Halamickova et al. 1995). Importa ainda realçar que, na porosidade intersticial, a difusão iónica continua a progredir, ainda que a baixa velocidade. Esta progressão será fundamentalmente condicionada pela tortuosidade e conectividade da estrutura porosa, bem como pela interação entre os iões e a superfície dos poros (Garboczi 1995, fib1 1999).
De modo a avaliar a estrutura porosa do betão, deve também ser analisada a porosidade das
zonas de interface agregado – pasta, tal como ilustrado na Figura 6 (Bertolini et al. 2004, Mehta e
Monteiro 2006). Nestas zonas de transição, tendencialmente mais porosas, deve também ter-se em consideração a existência de microfendilhação, que tenderá a aumentar com a dimensão do agregado, em especial nos betões de elevada resistência (Mehta e Monteiro 2006). A porosidade e microfendilhação evidenciadas nestas zonas serão tanto mais importantes quanto maior conectividade das mesmas. Assim, caso não exista qualquer conexão entre as diferentes zonas de transição, estas perderão influência, passando o fenómeno de transporte a ser regulado pela porosidade da matriz cimentícia (Garboczi 1995). Contudo, Garboczi (1995) constata que o volume e interconectividade das zonas de interface é elevada na maioria dos betões.
11
Figura 6 - Microestrutura do betão evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010)
2.3.2 Corrosão induzida por cloretos
O betão, fruto da sua elevada alcalinidade, proporciona uma proteção às armaduras nele inseridas, sob a forma de uma camada de óxido desenvolvida na superfície destas (fib3 1999, Mindess et al. 2003, Bertolini et al. 2004, Mehta e Monteiro 2006). Dada a sua composição, rica em hidróxidos de cálcio, sódio e potássio, o pH do betão assume valores que ascendem frequentemente
acima dos 13 (fib3 1999). Num processo de anodização, onde o Fe(OH)2 é oxidado originando um
composto conhecido por γ-Fe2O3, cria-se uma película de escassos nanómetros de espessura
fortemente aderente à superfície das armaduras (Pourbaix 1974, Neville 1995, Bentz et al. 1999). Esta película passiva, ao limitar a presença de oxigénio e humidade nas armaduras, inibirá o processo de corrosão (fib3 1999). O processo atrás descrito é usualmente conhecido por passivação do aço. Sempre que se verifique a redução do pH para valores da ordem dos 11, ou o teor de cloretos junto às armaduras atinja o estabelecido valor crítico, ocorre a despassivação, podendo iniciar-se o processo de corrosão (Mehta e Monteiro 2006).
O mecanismo de corrosão pode ser entendido com um processo eletroquímico que é função de quatro processos essenciais (Bertolini et al. 2004; Bogas 2011):
- Oxidação do ferro no ânodo → Processo anódico - Redução de oxigénio no cátodo → Processo catódico - Transporte de eletrões através da armadura
ZT
Areia Pasta
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- Fluxo de iões da região catódica para a região anódica através da solução presente nos poros do betão
Sempre que se verifique uma diferença de potencial elétrico na armadura, gera-se um ambiente favorável à formação de células de corrosão, compostas por regiões catódicas e anódicas, ligadas pela água em solução nos poros da mistura, que funciona como eletrólito (Figura 7) (Neville 1995).
Figura 7 - Esquema de célula de corrosão (Adaptado de Mehta e Monteiro, 2006)
Quando o teor de cloretos excede o seu valor crítico, junto à armadura, ocorre a destruição da película de passivação, iniciando-se assim a corrosão induzida por cloretos, esquematizada na Figura 8 (Bertolini et al. 2004). A penetração de cloretos conduz a uma perda localizada da película protetora da armadura, consequência de ataques limitados a pequenas áreas, rodeadas de regiões não corroídas (Kropp 1995). Este fenómeno é conhecido na literatura por “corrosão por picadas”. Este tipo de corrosão apenas poderá ser de índole generalizado na presença de grandes concentrações de cloretos ou valores de pH muito reduzidos (Kropp 1995).
A corrosão induzida por cloretos, consequência da sua natureza não uniforme, distingue-se pela formação de pequenas zonas anódicas, associadas a extensas regiões catódicas (Basher et al. 2001). Neste tipo de corrosão, a dissolução do ferro no ânodo caracteriza-se pela rapidez, provocando importantes perdas de secção na armadura (Kropp 1995). Tuutti (1982) refere perdas de secção 4 a 10 vezes superiores às geradas pela corrosão induzida por carbonatação.
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Figura 8 - Esquema de corrosão induzida por cloretos (Adaptado de Neville, 1995)
O mecanismo de corrosão inicia-se no ânodo, onde os iões de Cl- se combinam com os iões de
ferro carregados positivamente (Fe2+), formando FeCl2. Como consequência, verifica-se uma
crescente acidificação da região anódica. Os eletrões livres (2e-), libertados no ânodo, movem-se
através da armadura para o cátodo. Uma vez no cátodo, são absorvidos pelo eletrólito, onde reagem
com a água e o oxigénio, originando iões de hidróxido (OH-). A acumulação de OH- conduz a um
incremento do pH nestas zonas. Circulando em solução no eletrólito, os iões OH- combinam-se com
os de Fe2+, presentes no FeCl2, formando hidróxidos de ferro (Fe(OH)2) (Neville 1995). Estes
produtos da corrosão sendo expansivos, introduzem tensões que podem provocar expansão, fendilhação e, eventualmente, delaminação do betão de recobrimento e perda de aderência entre o betão e a armadura (fib3 1999, Bertolini et al. 2004, Mehta e Monteiro 2006). No processo de
formação de Fe(OH)2 são libertados iões de Cl
que, não sendo consumidos, criam condições para que a corrosão progrida indefinidamente, provocando uma dissolução acelerada do aço na zona da picada (Bertolini et al. 2004, Poulsen e Mejlbro 2006). A presença destes iões na solução dos poros conduz ainda a uma redução progressiva da resistividade do betão, estimulando o aumento da taxa de corrosão (Kropp 1995).
Mesmo após a despassivação da armadura, para que o mecanismo de corrosão atrás descrito progrida, é necessário que se verifiquem em simultâneo algumas condições (Bertolini et al. 2004). A presença de água é imperativa, dado que não só funciona como eletrólito, como também toma parte nas reações catódicas (Thangavel e Rengaswamy 1998). A quantidade de oxigénio existente deve ser suficiente para a progressão das reações catódica e anódica (Mindess et al. 2003). O tipo e volume dos produtos de corrosão será função do teor de humidade e, acima de tudo, da quantidade de oxigénio presente no ânodo (fib3 1999, Bertolini et al. 2004). Todavia, para que o transporte de iões através do eletrólito possa efetivar-se, é fundamental que a resistividade do betão seja suficientemente baixa (Bertolini et al. 2004).
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A resistividade é um parâmetro importante na avaliação da corrosão de estruturas de betão armado. De facto, constata-se que a probabilidade de se desenvolverem fenómenos de corrosão no betão armado diminui com o aumento da resistividade. A maior ou menor resistividade apresentada pelo betão é essencialmente condicionada pela relação a/c, pelo grau de saturação do betão e pela concentração de sais dissolvidos em solução nos poros (Costa 1997; Bogas 2011). A resistividade será tanto menor quanto maior for o valor de qualquer um dos parâmetros atrás enunciados (Mehta e Monteiro 2006). Mehta e Monteiro (2006) classificam a taxa de corrosão do betão armado, em função da resistividade, como sendo:
- Desprezável (Resistividade >200 Ω.m); - Baixa (Resistividade entre 100 e 200 Ω.m); - Alta (Resistividade entre 50 e 100 Ω.m); - Muito alta (Resistividade < 50 Ω.m)
Após a despassivação das armaduras, a velocidade de corrosão é controlada essencialmente pela resistividade e pela disponibilidade de oxigénio junto das armaduras (Costa 1997).
Tendo presente que a resistividade é sobremaneira influenciada pelo teor de humidade do betão, Gjorv (1996) conclui que a um decréscimo de humidade relativa de 100% para 18% está associado um aumento na resistividade de 7 Ω.m para 6000 Ω.m. De acordo com o mesmo autor, os parâmetros que controlam a permeabilidade são também responsáveis pelo controlo da resistividade. Para o efeito, o autor reporta que a diminuição da relação a/c de 0,7 para 0,5 provoca uma redução duas vezes superior na resistividade.
Chandra e Berntsson (2002), tentaram relacionar a massa volúmica dos betões e com a sua resistividade. De acordo com os autores, os betões de elevada massa volúmica apresentam maiores resistividades, invertendo-se a tendência com a diminuição da massa volúmica. Os resultados devem-se ao menor índice de vazios dos betões de maior massa volúmica.
A contaminação do betão com iões de Cl- provoca reduções na resistividade deste que podem
ascender a 50% do valor original (Browne 1980). Ainda assim, de acordo com Browne (1980), a relação a/c do betão, tal como o seu teor de cloretos, são menos influentes na resistividade que o teor de humidade. Segundo o mesmo autor, para que ocorra corrosão no betão armado, a resistividade
deste deve situar-se entre os 5 KΩ.cm e os 10 KΩ.cm. Browne (1980)reporta ainda corrosões muito
pouco significativas para betões com resistividades superiores a 20 KΩ.cm. Berke et al. (1991) e Hope et al. (1986) sugerem que este valor seja de 40 KΩ.cm, enquanto Gjork (1996) e Mehta (1986) apontam para valores da ordem dos 50 a 70 KΩ.cm.
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2.3.3 Penetração de cloretos
O ingresso de cloretos no betão processa-se, desde que este se encontre livre de fendilhação significativa, através da microestrutura porosa da pasta cimentícia, da interface agregado-pasta ou por meio de microfendas. O mecanismo de transporte envolvido no processo depende da envolvente ambiental, podendo a penetração ocorrer por absorção capilar, difusão ou a ação combinada de ambas (Kropp 1995). De um modo geral, a penetração de cloretos tende a ocorrer por absorção capilar na região superficial, progredindo por difusão para o interior do betão (Odriozola e Gutiérrez 2008).
A difusão cloretos é essencialmente função do teor em água, temperatura, capacidade de fixação e a dimensão e estrutura porosa do betão. De facto, a penetração de cloretos no interior do betão apenas ocorre caso o seu teor em água permita passagens contínuas desta nos seus poros capilares (Poulsen e Mejlbro 2006). Para o efeito, Kropp (1995) sugere teores de água equilibrados com humidades relativas superiores a 60%.
A microestrutura do betão é fundamentalmente condicionada pela sua composição, compactação, cura e grau de hidratação da pasta de cimento. Por sua vez, a composição da matriz cimentícia é regulada pelo tipo de cimento e relação a/c (Bertolini et al. 2004). São vários os autores que reportam reduções dos coeficientes de difusão com a diminuição da relação a/c (Chia e Zhang 2001; Kayali e Zhu 2004; Meira, et al. 2007; Odriozola e Gutierréz 2008; Bogas 2011). Resultados
experimentais aludem a permeabilidades a iões Cl- 4 a 6 vezes maiores em betões com relações a/c
de 0,4 a 0,5; quando comparados com outros de relação a/c de 0,32 (ACI201.2R 2001). Outro fator condicionante da composição da matriz cimentícia é a incorporação de adições pozolânicas. Estas conduzem a reduções importantes no coeficiente de difusão do betão, visíveis não só ao nível da profundidade de penetração como também na quantidade de cloretos livres (Luo et al. 2003). Em betões, na presença de adições pozolânicas, o ingresso de cloretos no betão, ao ativar reações pozolânicas, contribui para o refinamento da estrutura porosa, dificultando assim posteriores penetrações (Lorenzo et al. 2003).
A penetração de cloretos no betão também é afetada pela temperatura, dado que com o seu aumento se verifica não só uma redução no pH, como na capacidade de fixação de cloretos (Kropp 1995, Hussain et al.1995). De facto, temperaturas entre os 20 e os 70ºC provocam reduções de 5 vezes no teor crítico de cloretos (Hussain et al. 1995).
2.3.3.1 Teor crítico de cloretos
Entende-se o teor crítico de cloretos como sendo a concentração limite acima da qual a pelicula passiva da armadura é destruída, iniciando-se assim o processo de corrosão (fib3 1999, Poulsen e Mejlbro 2006). Este teor é dependente de diversos fatores, tais como o pH do betão, o potencial eletroquímico da armadura e a existência de vazios na interface aço-betão (Bertolini et al. 2004). Dada a interdependência destes fatores com outros, facilmente se constata que o teor crítico
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de cloretos depende ainda da resistividade, da concentração livre de cloretos, da composição do betão, da permeabilidade do betão de recobrimento, da temperatura e condição superficial das armaduras e do tipo de fonte de cloretos (fib1 1999, Kropp 1995).
Relacionado com a disponibilidade de O2 junto às armaduras, o potencial eletroquímico é
regulado essencialmente pelo teor de humidade presente no betão. Quanto mais próximo das
armaduras aceder o O2, menor o teor de cloretos necessário para desencadear a dissolução da
armadura (Bertolini et al. 2004).
A qualidade da superfície de interface aço-betão exerce uma influência considerável na quantificação do teor crítico de cloretos. A existência de uma camada contínua de produtos de
hidratação permite reduzir a mobilidade dos iões Cl- e limitar a redução do pH (Ann e Song 2007).
Sempre que a continuidade da dita camada é interrompida pela presença de vazios ou microfendilhação, verifica-se uma acidificação local que facilita a progressão da corrosão induzida por cloretos (Bertolini et al. 2004).
Estudos atribuem aumentos de 0,44% para 2,32% no teor crítico, quando ocorrem incrementos de 2 para 100 KΩcm na resistividade (Morris et al. 2004).
As diferentes composições do betão, sobretudo na presença de adições, conduzem a alterações no teor crítico de cloretos. Diversos autores reportam aumentos do teor crítico de cloretos com a introdução de escórias de alto-forno no betão (Polder e Larbi 1995, Bentz et al. 1999). Por vezes, a incorporação de cinzas ou sílica de fumo no betão conduz a teores críticos de cloretos tendencialmente inferiores (Petterson 1994, Neville 1995, Arya e Xu 1995, Thomas e Matthews 2004, Bertolini et al. 2004). Estas reduções são resultado da redução do pH na solução dos poros, bem como da menor capacidade de fixação de cloretos provocada pela sílica. Ainda assim, verifica-se que as taxas de corrosão evidenciadas são inferiores às do cimento Portland (Arya e Xu 1995, Thomas e Matthews 2004).
2.3.3.2 Capacidade de fixação de cloretos
Aquando da sua penetração no betão, parte dos iões Cl- permanece livre na solução dos poros,
enquanto a restante parte interage com a matriz de cimento, promovendo ligações físicas ou químicas com compostos da pasta (Kropp 1995, fib1 1999, Poulsen e Mejlbro 2006). Ao rácio entre a quantidade de cloretos combinados e o teor total de cloretos atribui-se a designação de “capacidade de fixação de cloretos”. Este parâmetro é relevante, visto ser consensual na literatura que apenas o teor livre de cloretos na solução dos poros contribui efetivamente para o fenómeno de corrosão (Kropp 1995, Thangavel e Rengaswamy 1998, fib1 1999).
A capacidade de fixação, embora seja essencialmente afetada pela composição química e estrutura porosa do betão, é também função de outros fatores, tais como a temperatura e a concentração de cloretos (Kropp 1995, Bertolini et al. 2004). De facto, a capacidade de fixação será
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fundamentalmente governada pela composição química do cimento, nomeadamente o teor de C3A no
clínquer e o tipo e dosagem das adições (Kropp 1995).
Existe um efeito dual associado à incorporação de adições no betão. Ao reduzirem a percentagem de clínquer na mistura, as adições são responsáveis pela diminuição da concentração
de C3A e consequente redução da capacidade de fixação de cloretos (Kropp 1995). Ainda assim,
provocam um aumento da adsorção de iões Cl- nos C-S-H, dado que conduzem a um aumento das
suas fases (Bertolini et al. 2004). Apesar de as adições provocarem uma redução efetiva da
concentração de C3A no caso de se tratarem de filer calcário ou sílica de fumo, o mesmo não sucede
com a incorporação de cinzas ou escórias. Vários autores atribuem à alumina, presente em grandes
quantidades nas cinzas, o aumento evidenciado no teor de C3A o que, associado a um possível
aumento na quantidade de C-S-H resultante das reações pozolânicas, conduz a uma maior capacidade de fixação de cloretos (Neville 1995, Dinakar et al. 2008).
De facto, o coeficiente de difusão de cloretos reduz-se progressivamente com a incorporação de cinzas, apesar da redução da permeabilidade ser pouco significativa. Assim, é notório que a maior capacidade de fixação se assume como fator condicionante na redução da difusibilidade (Dhir et al. 1997).
As consequências da adição de sílica de fumo na capacidade de fixação encontram-se ainda envoltas em alguma incerteza, com alguns autores a reportarem reduções da capacidade de fixação de cloretos, enquanto outros sugerem que a adição de micro-sílica incrementa a capacidade de
fixação ao reduzir a concentração de OH- (Arya e Xu 1995, Asrar et al.1999).
2.3.4 Durabilidade nos BEAL
As grandes diferenças entre os Betões Estruturais de Agregados Leves (BEAL) e os Betões de Agregados Naturais (BAN) são a porosidade e a massa volúmica. Nos BEAL, o agregado leve é geralmente mais poroso que a matriz cimentícia, podendo constituir-se como um caminho preferencial para a penetração de substâncias (Figura 9). Considerando apenas a porosidade global conjunta dos agregados e da pasta, a porosidade nos BEAL pode ascender ao triplo da evidenciada pelos BAN. Com o aumento da porosidade, aumenta também a probabilidade de interconectividade dos poros, sendo espectável uma menor resistência à penetração de água e cloretos nos BEAL (Liu, et al. 2010).
Contudo, o sistema compósito agregado-pasta deve ser analisado como um todo. De facto, a permeabilidade de um dado material é regulada sobretudo pela sua porosidade aberta, condicionada pela conectividade e acessibilidade da estrutura porosa. Assim, dado que as partículas de agregado leve se encontram, em geral, igualmente distribuídas e embebidas na densa pasta de cimento, verifica-se que não é fácil a penetração de substâncias no seu interior (Liu, et al. 2010). Sakurai et al. (1991) comprova isso mesmo, avaliando a permeabilidade de argamassas com relação a/c de 0,45 face a BEAL com igual relação a/c. Ainda assim, o efeito de isolamento das partículas de agregado
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leve atrás mencionado é essencialmente válido para pastas de cimento de elevada qualidade, associadas a zonas de interface menos porosas. Sempre que a pasta apresente uma estrutura porosa aberta, micro-fendilhação ou zonas de transição de porosidade superior, é de esperar um aumento da porosidade dos BEAL (EuroLightConR2 1998). Todavia, estando os BEAL usualmente associados a pastas de menor relação a/c e menor volume de agregados, face aos BAN de igual resistência, é razoável admitir que as suas matrizes cimentícias apresentem melhor qualidade e a porosidade e proporção das zonas de transição seja inferior (Bogas 2011).
Figura 9 - Esquematização da estrutura porosa de um betão de agregados leves grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010)
Nos betões onde o agregado fino natural, cuja porosidade é desprezável, é substituído por agregado fino leve; verifica-se uma maior facilidade na penetração de substâncias, correlacionada com o aumento de porosidade da mistura (Figura 10) (Liu, et al. 2010) . Nyame (1985) reporta que argamassas incorporando agregado fino leve, com relação a/c de 0,47, apresentam o dobro da permeabilidade das argamassas de agregado natural. Também Al-Khaiat e Haque (1999) mencionam permeabilidades superiores em BEAL incorporando agregados finos leves, em relação aos betões de agregados naturais (BAN), com período de cura de 28 dias e resistência à compressão teórica de 50 MPa em ambos os casos. Todavia, Thomas (2006) reporta condutibilidade elétrica (determinada por ASTM C 1202) e penetrabilidade de cloretos significativamente inferior em BEAL incorporando agregados finos leves, com relação a/c de 0,30 e incorporando sílica de fumo, face a BAN de igual composição. Mais recentemente, Binici et al. (2012) concluem que a incorporação de agregados granulados de escórias de alto-forno conduz a valores de permeabilidade à água inferiores aos obtidos nos BAN de referência, para cilindros de 15cm de diâmetro, 30 cm de altura, com furação interior de 2 cm e sujeitos a cura húmida de 60 dias.
Zhang e Gjørv (1991), verificam que sempre que a resistência da matriz cimentícia é incrementada em demasia, a permeabilidade dos BEAL tende a apresentar valores superiores ao dos
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BAN de igual resistência. Segundo os autores, tal facto é devido ao incremento da rigidez da argamassa, que aproxima a compatibilidade elástica dos agregados naturais (A.N) com a argamassa, penalizando a compatibilidade nos BEAL.
Nos BAN, a pasta de cimento nas zonas de interface é geralmente mais porosa que a restante pasta da matriz cimentícia, como consequência do "Efeito de Parede" associado aos agregados naturais, facilitando o ingresso de água e iões no betão (Lui et al. 2010).
Nos BEAL, constata-se que a maior porosidade superficial do agregado, associada à maior hidratação da pasta, devida aos fenómenos de cura interna, resultam na formação de melhores zonas de interface. A maior compatibilidade elástica entre os agregados leves e a pasta de cimento é responsável pela obtenção de menores níveis de micro-fendilhação nestas mesmas regiões (Bogas 2011). Segundo Bentz (2009), a permeabilidade em betões com 31% de agregados finos leves é 25% menor que em betões de agregados naturais. O autor atribui o resultado à melhoria das zonas de interface e maior hidratação devida a cura interna. A Figura 11 é elucidativa da qualidade da zona de interface que pode ser atingida num betão de agregados leves.
Figura 10 - Esquematização da estrutura porosa de betão de agregados leves finos e grossos (Adaptado de Liu, et al. 2010)
A absorção capilar nos BEAL é condicionada pelo teor de humidade dos agregados, sendo vários os autores que referem uma menor absorção capilar associada a betões com agregados inicialmente secos, em contraponto com os resultados obtidos para betões onde os agregados se encontram previamente saturados (Punkki e Gjorv 1995; Elsharief et al. 2005). Punkki e Gjorv (1995), atribuem os resultados à existência de zonas de interface mais porosas nos betões de agregados sujeitos a saturação inicial. Contudo, Bogas (2011) reporta resultados que não confirmam o sugerido por estes autores.
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Alguns autores reportam absorções capilares semelhantes nos BEAL e nos BAN, não se verificando indícios de participação significativa dos agregados leves no mecanismo de absorção (Bogas 2011; Lui, et al. 2010). Segundo Lui, et al. (2010), este resultado, obtido através da analise de betões com relação a/c de 0,38, deve-se à menor acessibilidade da água aos poros dos agregados leves, e à maior dimensão dos poros que compõe os agregados, que corta a taxa de absorção da água por capilaridade no seu interior. Contudo, os autores verificam que na fase inicial dos ensaios, os BEAL evidenciam absorções capilares superiores às dos BAN, atribuindo o sucedido à porosidade aberta dos BEAL, como consequência do corte dos espécimes.
Figura 11 - Estrutura microscópica de BEAL evidenciando zona de interface agregado-pasta (Adaptado de Liu, et al. 2010)
Nos BEAL, a qualidade da zona de interface, devido aos fenómenos de cura interna, faz com que a penetração da água ocorra preferencialmente pela pasta, em oposição ao sucedido nos BAN, onde ambas as fases desempenham um papel importante no transporte (Vaysburd 1992). O acréscimo de hidratação devido à saturação dos agregados leves pode ainda conduzir à redução da porosidade capilar, traduzida num aumento da proporção de poros de gel e da tortuosidade da matriz porosa, dificultando a absorção (Lui, et al. 2010). Este efeito é verificado por Henkensiefken et al. (2009), que atribuem as reduções verificadas nos coeficientes de absorção de água, ao efeito de cura interna proporcionado pela introdução de areia fina leve saturada nos betões.
Assim sendo, a elevada qualidade da pasta que envolve os agregados pode limitar a participação dos agregados leves no processo de absorção capilar. Sempre que se verifique um
AGL ZT
Areia Pasta
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empobrecimento destas zonas, ou a incorporação de agregados muito absorventes, é expectável que os agregados possam participar no processo de transporte (Bogas 2011).
Nos BAN, por sua vez, as zonas de transição agregado-pasta apresentam-se associadas a maior porosidade. Os agregados naturais atuam como barreiras que a água tem de contornar para poder progredir no interior do betão (Lui, et al. 2010). Nos BAN de elevada resistência, a compatibilidade elástica agregado-pasta tende a ser elevada, sendo menos importantes os efeitos da microfendilhação, presente em betões de menor resistência e relação a/c superior (Bogas 2011).
Não obstante o enunciado, Bogas (2011) verifica que os BEAL podem apresentar valores de absorção finais ligeiramente superiores aos evidenciados pelos BAN. Segundo o autor, tal facto resulta da maior absorção inicial deste tipo de betões, aliada à possível participação dos agregados leves no mecanismo de absorção, para maiores períodos de exposição.
2.3.4.1 Penetração de cloretos nos BEAL
A resistência à penetração de cloretos no betão é função dos coeficientes de difusão dos agregados, matriz cimentícia e zonas de interface agregado-pasta. Nos BEAL, ainda que a difusão possa ocorrer pelos agregados, que evidenciam coeficientes de difusão superiores aos agregados naturais e inferiores aos de pastas de composições correntes, verifica-se que esta depende sobretudo da qualidade da pasta e das zonas de interface (Lui, et al. 2010; Bogas 2011).
São vários os autores que reportam que a resistência à penetração de cloretos nos BEAL pode ser idêntica à evidenciada pelos BAN (Chia e Zhang 2001; Kayali e Zhu 2004; Lui, et. al 2010; Bogas 2011).
Lui, et al. (2010) verificam que, em betões de relação a/c de 0,38, a carga elétrica passada aos 28 dias no ensaio Rapid Chloride Penetrability Test (RCPT), realizado de acordo com ASTM C 1202, é relativamente idêntica em BAN e em BEAL com agregados grossos leves de argila. De facto, os autores reportam valores de carga elétrica passada de 2528 Coulomb em BAN e 2385 e 3676 Coulomb em BEAL. Ao maior valor de carga elétrica passada, corresponde um betão de menor massa volúmica, composto por agregados leves de porosidade superior. Estes resultados são concordantes com os obtidos pelos autores nos ensaios de migração acelerada, efetuados de acordo com o método proposto pela NT Build 492, para os quais reportam coeficientes de difusão de 6,5 e
10,4 x10-12 m2/s em BEAL de agregados grossos leves e 8,8 x10-12 m2/s em BAN.
Tal como comprovado nos ensaios RCPT, verifica-se que o coeficiente de difusão correspondente ao BEAL composto por agregados leves de menor porosidade é ligeiramente inferior ao evidenciado pelo BAN. Segundo os autores, apesar da incorporação de agregados de porosidade superior, os BEAL apresentam pastas de porosidade inferior, devido aos fenómenos de cura interna e consequente melhoria das zonas de transição.
