EFEITOS ESTRUTURAIS DAS REACÇÕES QUÍMICAS EXPANSIVAS
NO BETÃO
Eva Patrícia Dias Antunes
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Civil
Júri:
Presidente:
Prof. Dr. José Manuel Matos Noronha da Câmara
Orientador:
Prof. Dr. Júlio António da Silva Appleton
Vogal:
Prof. Dr. Jorge Manuel Caliço Lopes de Brito
Outubro 2010
RESUMO
Geralmente pensa-se no betão como sendo um material moderno, mas na realidade ele é um dos mais antigos
e duráveis materiais de construção. Apesar de, no início da sua utilização, o betão ser considerado como um
material indestrutível que não necessitava de manutenção, o passar dos anos provou o contrário.
Efectivamente, hoje em dia sabe-se que, se o betão não for elaborado de acordo com as normas existentes, e
se não forem tomadas precauções relativamente ao ambiente envolvente da estrutura, este pode sofrer
deterioração. Prova disso são as inúmeras estruturas com mais de 100 anos que, correctamente executadas, se
mostram bastante duráveis.
As reacções químicas, intrínsecas ou extrínsecas, são uma das principais causas de deterioração do betão.
Nesta dissertação, pretende-se analisar as reacções químicas de origem interna, com carácter expansivo,
nomeadamente as reacções álcalis-agregado e reacções sulfáticas internas.
Estudos recentes demonstraram que estas reacções podem ser determinantes na redução da vida útil das
estruturas. Os seus efeitos podem interferir irreversivelmente no desempenho estrutural das mesmas, levando
por vezes à demolição destas, pela falta de segurança registada.
Assim, procedeu-se à execução de modelos planos das secções mais comuns de pilares de obras de arte,
nomeadamente secção circular, rectangular e em losango oco, através do método de elementos finitos.
Verificou-se que a expansão associada a estas reacções leva à ocorrência de tensões de tracção no betão, que
provocam a fendilhação do mesmo. Após a fendilhação, as tensões são suportadas pela armadura, conduzindo
facilmente à rotura da armadura transversal dos pilares. Esta rotura leva inevitavelmente a problemas na
segurança estrutural dos pilares, que podem levar a um colapso precoce dos mesmos.
Palavras-chave:
Betão estrutural; Durabilidade; Segurança estrutural; Reacções álcalis-agregado; Reacções sulfáticas internas;
i
ABSTRACT
Often considered a modern material, concrete is, indeed, one of the oldest and most reliable (lasting)
construction materials. Despite the fact that, in the early days of its application, reinforced concrete has been
considered as an indestructible material that did not require any maintenance, over the years the opposite has
been proved. Actually, nowadays it is widely accepted that reinforced concrete should be executed according
to existent guidelines, and well protected when exposed to severe environment, otherwise it may experience
deterioration. It must be said, however, that many structures more than 100 years old prove that, when
properly executed, concrete structures are quite durable.
Chemical reactions, either intrinsic or extrinsic, are one of the primary causes of reinforced concrete’s
deterioration. This dissertation focuses on the analysis of the chemical reactions of internal origin, of an
expansive nature, particularly the alkali-aggregate reaction and internal sulfatic reaction.
Recent studies have shown that these reactions can be a major cause for the reduction of the service life of the
structures. Its effects can interfere irreversibly in the structural performance, leading sometimes to the
demolition of the structure itself, in order to avoid major disasters.
The finite element method was used to evaluate the performance of some of the most common sections,
namely circular, rectangular and diamond hollow sections. The expansion related to these reactions is
responsible for the development of tensile stresses, and consequently its cracking. After cracking, the tensile
forces are supported by reinforcement, leading to yielding of the transversal bars. This phenomenon inevitably
causes problems on the structural behavior of the columns, which may lead to the premature collapse of
themselves.
Key-words:
Structural concrete; durability; structural safety; alkali –aggregate reaction; internal sulfatic reaction
ii
AGRADECIMENTOS
Um trabalho não é obra de uma só pessoa, mas sim o resultado de um esforço desenvolvido com o apoio e
incentivo de muitas pessoas. Foram vários os intervenientes do processo que culminou neste trabalho. A todos
desejo expressar o meu sincero agradecimento.
Ao professor Doutor Júlio Appleton, por quem tive o privilégio de ser orientada com sabedoria e rigor. Expresso
o meu agradecimento pelas críticas e sugestões que contribuíram para este trabalho. Não posso também
deixar de agradecer a disponibilidade permanente, incentivo e apoio manifestados.
Agradeço ainda ao Doutor Santo Silva, pela disponibilidade e ajuda demonstrada ao longo da dissertação.
À minha família, por todo o apoio manifestado, inalcançáveis. Não posso deixar de salientar o meu profundo
agradecimento à minha mãe que esteve sempre disponível quando precisei dela, sempre com uma palavra de
incentivo e de confiança. Obrigada pela ajuda, não só nesta dissertação mas também ao longo de todo o curso,
sem dúvida uma mulher incrível, um modelo a seguir.
Agradecer ainda à minha irmã, por todo o entusiasmo demonstrado por cada meta atingida ao longo desta
jornada. Obrigada por confiares em mim, mais do que eu própria.
Ao Vítor, o meu namorado, por toda a paciência demonstrada ao longo deste percurso, sempre com uma
palavra de incentivo e motivação, que nunca me deixou desistir. Obrigado por me fazeres sorrir, mesmo nos
períodos de maior cansaço.
A todos os meus amigos, aqueles que me apoiaram, e nunca duvidaram de mim. Um agradecimento especial, à
Márcia, Susana, Mónica, Isabel, ao Carlos e ao "James", que me ajudaram, sempre acreditaram em mim de
olhos fechados e sempre me motivaram para dar o melhor de mim.
Por último, agradeço à professora Sandra Barbosa, a minha professora do 9º ano de Português, que depois de
8 anos sem contacto, e após reencontro, se ofereceu para ajudar na última etapa de revisão da dissertação.
A todos eles dedico o resultado deste trabalho.
iii
iv
ÍNDICE GERAL
RESUMO............................................................................................................................................................ I
ABSTRACT ........................................................................................................................................................ II
AGRADECIMENTOS ......................................................................................................................................... III
ÍNDICE GERAL ................................................................................................................................................... V
ÍNDICE DE FIGURAS ......................................................................................................................................... IX
ÍNDICE DE TABELAS ......................................................................................................................................XVII
ABREVIATURAS ............................................................................................................................................. XXI
1.
2.
INTRODUÇÃO........................................................................................................................................... 1
1.1
CONSIDERAÇÕES GERAIS ........................................................................................................................ 1
1.2
OBJECTIVOS DA DISSERTAÇÃO .................................................................................................................. 2
1.3
METODOLOGIA E ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO ......................................................................................... 2
DETERIORAÇÃO NO BETÃO ...................................................................................................................... 4
2.1. CONSIDERAÇÕES PRELIMINARES ...................................................................................................................... 4
Componentes da pasta de cimento: ...................................................................................................................... 6
Características do betão:....................................................................................................................................... 9
1. Estrutura porosa........................................................................................................................................... 9
2. Razão água / cimento: ................................................................................................................................ 11
3. Propriedades dos agregados: ...................................................................................................................... 13
4. Zona de transição entre pasta de cimento e agregado: ................................................................................ 15
5. Mecanismos de transporte no betão:.......................................................................................................... 16
2.1. MECANISMOS DE DETERIORAÇÃO DO BETÃO .................................................................................................... 17
2.1.1. Mecanismos extrínsecos de deterioração....................................................................................... 20
2.1.1.1. Acções mecânicas................................................................................................................................... 20
Impactos (ondas de choque)........................................................................................................................... 20
Cargas excessivas ........................................................................................................................................... 20
Erosão ........................................................................................................................................................... 20
Cavitação ....................................................................................................................................................... 21
2.1.1.2. Acções físicas ............................................................................................................................. 23
Ciclos de gelo - degelo .................................................................................................................................... 23
Variações térmicas ......................................................................................................................................... 24
2.1.1.3. Acções biológicas ................................................................................................................................... 25
2.1.1.4. Acções químicas ..................................................................................................................................... 26
Acções dos ácidos .......................................................................................................................................... 27
Acções das águas puras .................................................................................................................................. 29
v
Ataque sulfático externo ................................................................................................................................ 30
Ataque dos cloretos ....................................................................................................................................... 31
Ataque por dióxido de carbono ...................................................................................................................... 33
Ataque pela água do mar ............................................................................................................................... 34
2.2.2. Mecanismos intrínsecos de deterioração ....................................................................................... 35
3.
REACÇÕES ÁLCALIS – AGREGADO .......................................................................................................... 36
3.1.
REACÇÕES ÁLCALIS-SÍLICA E ÁLCALIS-SILICATO – RAS ................................................................................... 39
3.1.1.
Ataque dos agregados reactivos ............................................................................................ 41
3.1.1.1.
Modelo topoquímico ........................................................................................................................ 41
3.1.1.2.
Modelo de dissolução-precipitação................................................................................................... 42
3.1.2.
Desenvolvimento dos geles expansivos .................................................................................. 42
3.1.2.1. Modelo topoquímico .............................................................................................................................. 42
3.1.2.2. Modelo de dissolução-precipitação ......................................................................................................... 44
3.2.
FACTORES CONDICIONANTES DA RAS ....................................................................................................... 44
3.2.1. Álcalis no betão............................................................................................................................. 45
3.2.2. Agregados reactivos...................................................................................................................... 46
3.2.3. Humidade elevada ........................................................................................................................ 47
3.2.4. Factores climáticos, litológicos, e cimentos .................................................................................... 48
4.
REACÇÕES SULFÁTICAS INTERNAS ......................................................................................................... 50
4.1. A ETRINGITE COMO PRODUTO DA REACÇÃO SULFÁTICA ....................................................................................... 51
4.2. FONTES INTERNAS DE SULFATOS .................................................................................................................... 53
4.3. DIFERENTES CAUSAS QUE PODEM ESTAR NA ORIGEM DA REACÇÃO SULFÁTICA INTERNA ............................................... 54
4.3.1 Formação de etringite resultante da hidratação normal dos cimentos ............................................ 54
4.3.2. Libertação tardia dos sulfatos do clinquer...................................................................................... 55
4.3.3. Dissolução e reprecipitação da etringite resultante de hidratação precoce ..................................... 55
4.3.4. Oxidação das pirites provenientes dos agregados do betão ........................................................... 55
4.3.5.Formação de taumasite ou de etringite por acção dos iões carbonato ............................................ 55
4.3.6. Formação de etringite secundária associada à reacção álcalis-agregado ....................................... 56
4.3.7. Formação de etringite retardada (DEF).......................................................................................... 56
4.3.7.1. Mecanismos reaccionais da DEF.............................................................................................................. 56
4.3.7.2. Instabilidade térmica e química de etringite resultante da hidratação dos cimentos portland .................. 57
4.4. FACTORES CONDICIONANTES DA DEF ............................................................................................................. 57
4.4.1. Temperatura máxima do betão ..................................................................................................... 58
4.4.2. Teor de álcalis do betão e de aluminatos e sulfatos do ligante ....................................................... 58
4.4.3. Humidade do betão....................................................................................................................... 58
4.4.4. Teor de hidróxido de cálcio no betão ............................................................................................. 59
5.
ANOMALIAS ASSOCIADAS ÀS REACÇÕES EXPANSIVAS INTERNAS .......................................................... 60
5.1. ANOMALIAS ASSOCIADAS AO BETÃO ............................................................................................................... 60
vi
5.1.1. Fissuração tipo "craquelet" ........................................................................................................... 60
5.1.2. Fissuração com orientação definida............................................................................................... 62
5.1.2.1. Consequências da fissuração .................................................................................................................. 63
5.1.3. Movimentações e deformações ..................................................................................................... 64
5.1.4. Fecho das juntas de dilatação........................................................................................................ 65
5.1.5. Delaminação do betão .................................................................................................................. 65
5.1.5. Coloração dos elementos .............................................................................................................. 66
5.1.6. Crateras no betão ......................................................................................................................... 66
5.1.7. Eflorescências e exsudação do gel formado (RAS) .......................................................................... 67
5.2. ANOMALIAS ASSOCIADAS ÀS ARMADURAS ....................................................................................................... 67
5.2.1. Rotura das armaduras................................................................................................................... 67
5.2.2. Corrosão das armaduras ............................................................................................................... 68
6.
7.
PROGNÓSTICO E DIAGNÓSTICO DE REACÇÕES EXPANSIVAS INTERNAS ................................................. 69
6.1.
REACÇÕES ÁLCALIS-SÍLICA ..................................................................................................................... 69
6.2.
REACÇÕES SULFÁTICAS INTERNAS (DEF)................................................................................................... 72
PREVENÇÃO, MITIGAÇÃO E REPARAÇÃO ............................................................................................... 74
7.1.
METODOLOGIAS DE PREVENÇÃO ............................................................................................................ 74
7.1.1. Reacções álcalis - agregado (RAS).................................................................................................. 74
7.1.1.1. Níveis de prevenção ............................................................................................................................... 74
7.1.1.2. Medidas preventivas .............................................................................................................................. 76
7.1.1.2.1. Controlo da alcalinidade da solução dos poros de betão .................................................................. 76
7.1.1.2.2. Controlo do teor de sílica reactiva ................................................................................................... 78
7.1.1.2.3. Controlo da humidade .................................................................................................................... 80
7.1.1.2.4. Modificação das propriedades expansivas do gel formado na reacção álcalis-sílica ........................... 81
7.1.1.3. Avaliação da susceptibilidade de misturas de agregados ou de composições de betão à reacção álcalissílica ................................................................................................................................................................... 81
7.1.2. Reacções sulfáticas internas .......................................................................................................... 81
7.1.2.1. Níveis de prevenção ............................................................................................................................... 82
7.1.2.2. Medidas preventivas .............................................................................................................................. 82
7.1.2.2.1. Controlo da temperatura máxima do betão ..................................................................................... 82
7.1.2.2.2. Controlo dos teores de álcalis no betão e de aluminatos e sulfatos do ligante .................................. 83
7.1.2.2.3. Controlo da humidade .................................................................................................................... 83
7.1.2.2.4. Controlo do teor de hidróxido de cálcio ........................................................................................... 83
7.1.2.3. Avaliação da susceptibilidade de composições do betão à reacção sulfática interna. ................................ 83
7.2.
MEDIDAS DE MITIGAÇÃO E REPARAÇÃO .................................................................................................... 84
7.2.1. Controlo do teor de humidade e da quantidade da solução alcalina ............................................... 84
7.2.2. A utilização de revestimentos impermeabilizantes ......................................................................... 85
7.2.3. Secagem do betão......................................................................................................................... 87
7.2.4. Modificação das propriedades expansivas dos produtos de reacção com recurso a sais de lítio ...... 87
vii
7.2.4.1. Métodos utilizados na aplicação do lítio .................................................................................................. 88
7.2.5. A injecção de fendas...................................................................................................................... 89
7.2.6. Demolição parcial ou parcial com reconstrução ............................................................................. 90
8.
INFLUÊNCIA DAS REACÇÕES EXPANSIVAS INTERNAS DO BETÃO NO SEU DESEMPENHO ESTRUTURAL .. 91
8.1. ANOMALIAS ESTRUTURAIS RESULTANTES DAS REACÇÕES EXPANSIVAS INTERNAS ........................................................ 93
9.
MODELAÇÃO ESTRUTURAL DAS REACÇÕES EXPANSIVAS INTERNAS ...................................................... 97
9.1. ANÁLISE DOS EFEITOS DAS REACÇÕES EXPANSIVAS INTERNAS POR ELEMENTOS FINITOS ................................................ 98
9.1.1. Avaliação de uma secção circular .................................................................................................. 99
9.1.1.1. Definição do modelo .............................................................................................................................. 99
9.1.1.2. Apresentação dos resultados ................................................................................................................ 105
9.1.1.3. Síntese dos resultados .......................................................................................................................... 118
9.1.2. Avaliação de uma secção rectangular.......................................................................................... 120
9.1.2.1. Definição do modelo ............................................................................................................................ 120
9.1.2.2. Apresentação dos resultados ................................................................................................................ 120
9.1.2.3. Síntese dos resultados .......................................................................................................................... 130
9.1.3. Avaliação de uma secção em losango .......................................................................................... 133
9.1.3.1. Definição do modelo ............................................................................................................................ 133
9.1.3.2. Apresentação dos resultados ................................................................................................................ 133
9.1.3.3. Síntese dos resultados .......................................................................................................................... 144
9.2. DISCUSSÃO DOS RESULTADOS ..................................................................................................................... 145
10.
CONCLUSÕES ................................................................................................................................... 149
BIBLIOGRAFIA .................................................................................................................................................. 1
ANEXO A
Métodos para a avaliação da reactividade aos álcalis dos agregados de betão
viii
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 2.1 - Ponte de Vila Formosa (á esquerda), e Ponte de Trajano sobre o Rio Tâmega em Chaves (à direita)
(picasa)............................................................................................................................................................. 4
Figura 2.2 - Percentagens médias dos constituintes do "clínquer" ...................................................................... 7
Figura 2.3 - Imagem ao microscópico óptico de varrimento do clínquer de cimento portland (Lança, 2007/2008)
......................................................................................................................................................................... 7
Figura 2.4 - Influência da estrutura porosa na permeabilidade (Costa, 1997) ................................................... 10
Figura 2.5 - Estrutura porosa, com elevada compacidade (Costa, et al., 1999) ................................................. 10
Figura 2.6 - Efeito da razão A/C e do grau de hidratação (m) no volume das diferentes fracções da pasta de
cimento (Costa, et al., 1999)............................................................................................................................ 12
Figura 2.7 - Representação esquemática da relação água-cimento e cura na rede porosa capilar (Costa, 1997) 13
Figura 2.8 - Zona de separação entre a pasta de cimento e o agregado (Lança, 2007/2008)............................. 15
Figura 2.9 - Microfendas, na pasta de cimento (Costa, 1997) ........................................................................... 16
Figura 2.10 - Desenvolvimento da deterioração ............................................................................................... 18
Figura 2.11 - Superfícies degradadas por abrasão (Appleton, et al., 2009/2010) .............................................. 21
Figura 2.12 - Deterioração progressiva das camadas superficiais, provocada por cavitação (Appleton, et al.,
2009/2010) ..................................................................................................................................................... 22
Figura 2.13 - Superfícies deterioradas pela acção de ciclos de gelo/degelo (Appleton, et al., 2009/2010).......... 23
Figura 2.14 - Processos biológicos de deterioração do betão ............................................................................ 25
Figura 2.15 - Ataque biológico em esgotos (Ferreira, 2000).............................................................................. 25
Figura 2.16 - Ataques biológicos em sistemas de águas residuais (CEB, 1992) .................................................. 26
Figura 2.18 - Ataque de ácidos no betão (CEB, 1992) ....................................................................................... 28
Figura 2.19 - As bactérias no sistema de esgoto produzem ácido sulfúrico que ataca o betão (Ferreira, 2000) .. 28
Figura 2.20 - Pilar de uma ponte afectado pelo ataque das águas puras (Appleton, et al., 2010) ...................... 29
Figura 2.21 - Superfícies degradadas por acção de reacções sulfáticas de origem externa (Costa, et al., 1999) . 30
Figura 2.22 - Representação da formação da etringite relacionada com a RSE (Adaptado de (Soares, et al.,
2008)) ............................................................................................................................................................. 31
Figura 2.23 - Evolução do perfil de cloretos no tempo (Costa, et al., 1999) ....................................................... 32
Figura 2.24 - Mecanismos de penetração de cloretos na zona atmosférica e de rebentação (Costa, 1997) ........ 32
Figura 2.25 - Mecanismo do ataque químico pela água do mar (Appleton, et al., 2010) ................................... 34
Figura 2.26 - Deterioração de estacas pelo ataque químico da água do mar (Appleton, et al., 2009/2010) ....... 35
Figura 3.1 - Barragem de Pacrana (panoramico) ............................................................................................. 36
Figura 3.2 - Representação esquemática do ataque dos álcalis à (a) sílica bem cristalizada e (b) mal cristalizada
(Silva, 2005) .................................................................................................................................................... 37
ix
Figura 3.3 - Observação ao microscópio petrográfico de lâminas delgadas de betão evidenciando o processo de
desdolomitização através da ocorrência de orlas de alteração e de fissuras num agregado dolomítico (Silva,
2005) .............................................................................................................................................................. 39
Figura 3.4 - Tempo de desenvolvimento da RAS (Castro, et al.) ........................................................................ 41
Figura 3.5 - Representações esquemáticas da quebra a estrutura de materiais siliciosos reactivos hidratados
+
+
com formação de um gel álcalis-sílica como resultado do ataque de hidróxidos de Na e K em solução (Silva,
2005) .............................................................................................................................................................. 43
Figura 3.6 - Relação entre o teor de álcalis activos do cimento e a dosagem de cimento no betão e o resultante
potencial para a RAS (Silva, 2005) ................................................................................................................... 46
3
Figura 3.7 - Comportamento péssimo para uma argamassa com teor em álcalis de 6 kg/m e razões
água/cimento e agregado/cimento de 0,4 e 2,75, respectivamente (Cristino, 2008) ......................................... 47
Figura 4.1 - Aspecto ao MEV duma pasta de cimento portland com silicatos hidratados (CSH) e etringite
primária (E) (Silva, 2010) ................................................................................................................................. 51
Figura 4.2 - Aspecto ao MEV duma pasta de cimento portland com poros preenchidos (seta) por etringite
secundária (Silva, 2010) .................................................................................................................................. 52
Figura 4.3 - Microfissura à superfície de uma viga pré-esforçada provavelmente causada por formação
retardade de etringite (Coutinho, 2001) .......................................................................................................... 52
Figura 4.4 - Representação da formação de etringite relacionada com a RSI (Soares, et al., 2008).................... 54
Figura 4.5 - Os mecanismos de formação reaccionais da DEF (Soares, et al., 2008) .......................................... 57
Figura 5.1 - Fenda onde se verifica uma abertura de vários milímetros (Appleton, et al., 2010) ........................ 61
Figura 5.2- Degradação de um elemento em que é visível uma fissuração típica da RAS (Godart, et al., 1999) .. 61
Figura 5.3 - Degradação de um elemento por reacções sulfáticas internas (Appleton, et al., 2009/2010) .......... 61
Figura 5.4 - Exemplos de pilar de uma ponte onde é visível a orientação preferencial das fendas na direcção das
armaduras principais, segundo uma direcção (Appleton, et al., 2010) .............................................................. 62
Figura 5.5 - À esquerda, exemplo de um pilar em que é visível a fissuração em duas direcções (Appleton, et al.,
2010) e à direita, fissuração em duas direcções numa laje (Godart, et al., 1999) .............................................. 62
Figura 5.6 - Esquema simplificado do comportamento de uma viga pré-esforçada, apresentando .................... 63
Figura 5.7 - Elemento de betão onde se observa a degradação do betão, e são visíveis os blocos separados do
betão e a ferrugem proveniente da corrosão das armaduras (Godart, et al., 1999) .......................................... 63
Figura 5.8 - Esmagamentos resultantes das expansões nas vigas, que levam a um aumento excessivo de volume
destas (Appleton, et al., 2009/2010), (Silva, 2007). .......................................................................................... 64
Figura 5.9 - Flecha muito importante (superior a 10 cm) para um tabuleiro duma ponte de betão armado
(Godart, et al., 1999)....................................................................................................................................... 64
Figura 5.10 - Deslocamento para fora do plano de 2 mm, de uma fenda situada num elemento de um pórtico
(Godart, et al., 1999)....................................................................................................................................... 65
Figura 5.11 - Exemplo da sobreposição de grades de protecção de uma ponte, em resultado do fecho das juntas
de dilatação (Silva, 2007) ................................................................................................................................ 65
Figura 5.12 - Exemplo da delaminação do betão resultante das reacções expansivas internas (Appleton, et al.,
2009/2010) ..................................................................................................................................................... 66
x
Figura 5.13 - Exemplo de um elemento onde se nota a descoloração do betão (Appleton, et al., 2009/2010).... 66
Figura 5.14 - Crateras num elemento de betão (Godart, et al., 1999) ............................................................... 67
Figura 5.15 - Eflorescências e exsudações de gel em elemento de betão (Godart, et al., 1999) ......................... 67
Figura 5.16 - Rotura de um varão de armadura (Godart, et al., 1999) .............................................................. 68
Figura 5.17 - Exemplo de corrosão nas armaduras de um elemento de betão resultante das reacções expansivas
de origem interna (Godart, et al., 1999) .......................................................................................................... 68
Figura 6.1 - Carotes de betão em que são visíveis fissuras e poros preenchidos por produtos brancos (Silva,
2010) .............................................................................................................................................................. 69
Figura 6.2 - Observação à lupa binocular e um poro recoberto de gel com uma morfologia botrioidal típica de
alguns dos geles da RAS (Silva, 2010) .............................................................................................................. 70
Figura 6.3 - Morfologias ao MEV de geles amorfos e produtos cristalinos do tipo roseta decorrentes da RAS no
betão (Silva, 2010) .......................................................................................................................................... 71
Figura 6.4 - Aspecto ao MEV de etringite bem cristalizada (à esquerda), de morfologia acicular, não expansiva, e
de etringite mal cristalizada (à direita), de aspecto comprido, e expansiva (Silva, 2010) ................................... 72
Figura 6.5 - À esquerda, sistema de medida da expansão residual; à direita, resultados de expansão residual de
uma mesma carote mas correspondente a diferentes profundidades do betão (Silva, 2010) ............................. 73
Figura 7.1 - Efeito do tipo de adição na expansão devida à RAS: sílica de fumo (CSF); cinzas volantes (FA); e
escória granulada de alto-forno (GBFS) (Gonçalves, et al., 2010) ..................................................................... 78
Figura 7.2 - Expansão verificada em prismas de betão (75 x 75 x 300 mm3) imersos em água, contendo
diferentes quantidades de sílica (SiO2) sintética amorfa (Gonçalves, et al., 2010) ............................................. 78
Figura 7.3 - Metodologia para determinar a reactividade dos agregados; adaptado de (E 461, 2007) .............. 79
Figura 7.4 - Metodologia para determinar a reactividade dos agregados de classe II ou III; adaptado de (E 461,
2007) .............................................................................................................................................................. 79
Figura 7.5 - Efeito da dimensão das partículas dos agregados na expansão de argamassas que contêm um teor
de 6% de agregados reactivos (Gonçalves, et al., 2010) ................................................................................... 80
Figura 7.6 - Esquema da migração do lítio durante o tratamento electroquímico (Cristino, 2008) ..................... 88
Figura 8.1 - Evolução das resistências médias à compressão do betão aos 28 dias fabricado com cimento
portland (Coutinho, 1998) ............................................................................................................................... 91
Figura 8.2 - Conceitos de durabilidade e desempenho de uma estrutura de betão e as suas inter-relações
(Adaptado de (CEB, 1992)) .............................................................................................................................. 92
Figura 8.3 - Fissuração orientada segundo as armaduras principais num arco (à esquerda), e fissuração tipo
"craquelet" no pavimento do coroamento de uma barragem (Silva, 2010) ....................................................... 93
Figura 8.5 - Esquema da influência das reacções expansivas internas no comportamento estrutural do betão
(Appleton, 2010) ............................................................................................................................................. 96
Figura 9.1- Secções transversais dos pilares analisados.................................................................................... 98
Figura 9.2 - Definição do material C30/37 ....................................................................................................... 99
Figura 9.3 - Definição do elemento de shell.................................................................................................... 100
Figura 9.4 - Elemento de shell, com 2,6 m de diâmetro e 1 metro de espessura .............................................. 100
Figura 9.5 - Definição dos varões das cintas do pilar ...................................................................................... 101
xi
Figura 9.6 - Exemplo da interligação entre os elementos que simulam o betão e a armadura, e entre os
elementos de betão entre si .......................................................................................................................... 102
Figura 9.7 - Modelo plano da secção transversal do pilar circular em estudo .................................................. 102
Figura 9.8 - Modelo de secção sujeita a variação de temperatura unitária nos elementos de betão. Tensões no
betão em cima, e forças/tensões na armadura em baixo; .............................................................................. 103
Figura 9.9 - Acção imposta (ΔT=1ºC) em diversos elementos escolhidos aleatoriamente, salientados na figura a
azul; ............................................................................................................................................................. 104
Figura 9.10 - Tensões no betão (em cima) e na armadura (em baixo), resultantes de uma variação de
temperatura de 1 ºC, em diversos elementos escolhidos aleatoriamente; ...................................................... 104
Figura 9.11 - Ilustração de como se obteve o valor médio das tensões da zona interior e exterior do betão .... 105
Figura 9.12 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar
circular 1....................................................................................................................................................... 106
Figura 9.13 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 1 com
respectiva escala de cores, para ΔT = 1 ºC ..................................................................................................... 106
Figura 9.14 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar
circular 2....................................................................................................................................................... 107
Figura 9.15 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 2 com
respectiva escala de cores, para ΔT = 1 ºC ..................................................................................................... 107
Figura 9.16 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar
circular 3....................................................................................................................................................... 108
Figura 9.17 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 3 com
respectiva escala de cores, para ΔT = 1 ºC ..................................................................................................... 108
Figura 9.18 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar circular 1, para ΔT = 1 ºC ........... 109
Figura 9.19 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar circular 2, para ΔT = 1 ºC ........... 110
Figura 9.20 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar circular 3, para ΔT = 1 ºC ........... 110
Figura 9.21 - Exemplo da abertura de fendas na secção ................................................................................. 111
Figura 9.22 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para modelo plano pilar
circular 1, fendilhado .................................................................................................................................... 111
Figura 9.23 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 1,
fendilhado, para ΔT = 1 ºC............................................................................................................................. 112
Figura 9.24 - Distribuição do esforço axial na armadura da secção de betão do modelo pilar circular 1,
fendilhado, para ΔT = 1 ºC ............................................................................................................................ 112
Figura 9.25 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 1, fendilhado, para um
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 113
Figura 9.26 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar
circular 2, fendilhado .................................................................................................................................... 113
Figura 9.27 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 2,
fendilhado, para um ΔT = 1ºC........................................................................................................................ 114
xii
Figura 9.28 - Distribuição do esforço axial na armadura da secção de betão do modelo pilar circular 2,
fendilhado, para um ΔT=1ºC ......................................................................................................................... 114
Figura 9.29 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 2, fendilhado, para um
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 115
Figura 9.30 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para modelo plano pilar
circular 2, fendilhado .................................................................................................................................... 115
Figura 9.31 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 3
fendilhado, para um ΔT = 1ºC........................................................................................................................ 116
Figura 9.32 - Distribuição do esforço axial na armadura da secção de betão do modelo pilar circular 3,
fendilhado; ................................................................................................................................................... 116
Figura 9.33 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 3, fendilhado, para um
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 117
Figura 9.34 - Comparação das tensões de tracção máximas no betão, para a secção circular na situação antes e
após fendilhação........................................................................................................................................... 118
Figura 9.35 - Comparação das tensões nas armaduras das cintas, para a secção circular após fendilhação, para
um ΔT=1ºC.................................................................................................................................................... 119
Figura 9.36 - Modelo plano da secção transversal de um pilar rectangular..................................................... 120
Figura 9.37 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o
modelo plano rectangular 1 .......................................................................................................................... 120
Figura 9.38 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 1,
para um ΔT=1ºC............................................................................................................................................ 121
Figura 9.39 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 1, para um ΔT=1ºC . 121
Figura 9.40 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o
modelo plano rectangular 2 .......................................................................................................................... 122
Figura 9.41 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 2,
para um ΔT=1ºC............................................................................................................................................ 122
Figura 9.42 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 2, para um ΔT=1ºC . 123
Figura 9.43 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o
modelo plano rectangular 3 .......................................................................................................................... 123
Figura 9.44 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 3,
para um ΔT=1ºC............................................................................................................................................ 124
Figura 9.45 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 3, para um ΔT=1ºC . 124
Figura 9.46 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 1,
fendilhado, para um ΔT=1ºC ......................................................................................................................... 125
Figura 9.47 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 1, fendilhado, para um
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 126
Figura 9.48 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar recatngular 1, fendilhado,
para ΔT=1ºC ................................................................................................................................................. 126
xiii
Figura 9.49 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 2,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 127
Figura 9.50 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 2, fendilhado, para
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 127
Figura 9.51 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 2, fendilhado, para
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 128
Figura 9.52 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 3,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 128
Figura 9.53 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 3, fendilhado, para
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 129
Figura 9.54 - Comparação das tensões máximas no betão, para a secção rectangular na situação antes e após
fendilhação, para ΔT=1ºC.............................................................................................................................. 130
Figura 9.55 - Influência da geometria da secção no confinamento do betão ................................................... 131
Figura 9.56 - Comparação das tensões máximas na armadura, para a secção rectangular na situação antes e
após fendilhação, para ΔT=1ºC ..................................................................................................................... 131
Figura 9.57 - Modelo plano da secção transversal de um pilar em losango ..................................................... 133
Figura 9.58 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o
modelo plano pilar em losango 1................................................................................................................... 134
Figura 9.59 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 1,
para ΔT=1ºC ................................................................................................................................................. 134
Figura 9.60 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar em losango 1, para ΔT=1ºC ....... 135
Figura 9.61 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o
modelo plano pilar em losango 2................................................................................................................... 135
Figura 9.62 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 2,
para ΔT=1ºC ................................................................................................................................................. 136
Figura 9.63 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar em losango 2, para ΔT=1ºC ....... 136
Figura 9.64 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o
modelo plano pilar em losango 3................................................................................................................... 137
Figura 9.65 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 3,
para ΔT=1ºC ................................................................................................................................................. 137
Figura 9.66 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar em losango 3, para ΔT=1ºC ....... 137
Figura 9.67 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 1,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 138
Figura 9.68 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 1,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 139
Figura 9.69 - Tensões nas fendas exteriores do modelo pilar em losango 1, fendilhado, para ΔT=1ºC ............. 139
Figura 9.70 - Tensões nas fendas interiores do modelo pilar em losango 1, fendilhado, para ΔT=1ºC .............. 140
Figura 9.71 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 2,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 140
xiv
Figura 9.72 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 2,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 141
Figura 9.73 - Tensões nas fendas exteriores do modelo pilar em losango 2, fendilhado, para ΔT=1ºC ............. 141
Figura 9.74 - Tensões nas fendas interiores do modelo pilar em losango 2, fendilhado, para ΔT=1ºC .............. 141
Figura 9.75 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 3,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 142
Figura 9.76 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 3,
fendilhado, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 142
Figura 9.77 - Tensões nas fendas exteriores do modelo pilar em losango 3, fendilhado, para ΔT=1ºC ............. 143
Figura 9.78 - Tensões nas fendas interiores do modelo pilar em losango 3, fendilhado, para ΔT=1ºC .............. 143
Figura 9.79 - Comparação das tensões máximas no betão, para a secção em losango na situação antes e após
fendilhação;.................................................................................................................................................. 144
Figura 9.80 - Comparação das tensões máximas nas armaduras, para a secção em losango na situação antes e
após fendilhação........................................................................................................................................... 145
Figura 9.81 - Comparação das tensões de tracção máximas no betão nas secções circular, rectangular e em
losango, antes e após a fendilhação .............................................................................................................. 146
Figura 9.82 - Comparação das tensões médias na armadura das secções circular, rectangular e em losango,
antes e após a fendilhação ............................................................................................................................ 146
Figura 9.83 - Comparação das tensões médias na armadura das secções circular, rectangular e em losango,
antes e após a fendilhação ............................................................................................................................ 147
Figura 9.84 - Ilustração da zona de rotura da cinta (Appleton, et al., 2008) .................................................... 148
xv
xvi
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 2.1 - Propriedades principais dos componentes do cimento (Adaptado de (Coutinho, 1973)) ................... 8
Tabela 2.2 - Factores de degradação e o efeito sobre o desempenho (Ferreira, 2000)....................................... 19
Tabela 2.3 - Ácidos que causam ataque químico no betão (Gomes, 2008) ........................................................ 27
Tabela 3.1 - Estimativas das áreas dos distritos de Portugal Continental onde afloram rochas com formas de
sílica reactiva, ou com materiais potencialmente fornecedores de álcalis (Silva, 2005) ..................................... 49
Tabela 7.1 - Categorias de risco das estruturas (E 461, 2007) ........................................................................... 75
Tabela 7.2 - Categorias ambientais dos betões (E 461, 2007) ........................................................................... 75
Tabela 7.3 - Fixação do nível de prevenção (E 461, 2007) ................................................................................. 75
Tabela 7.4 - Teor limite de álcalis solúveis no betão (E 461, 2007) .................................................................... 77
Tabela 7.5 - Dosagens mínimas duma solução a 30% de nitrato de lítio ........................................................... 81
Tabela 7.6 - Valores do teor de álcalis e de SO3 eC3A (Adaptado de (E 461, 2007)) ............................................ 83
Tabela 7.7 - Tipo de revestimento e sua influência no controlo da expansão da RAS (Cristino, 2008) ................ 86
Tabela 8.1 - Valores apresentados pelo ISE, relativos aos testes feitos com intuito de relacionar o efeito nas
diferentes propriedades do betão (determinadas aos 28 dias), de diferentes magnitudes de expansão (Castro, et
al.) .................................................................................................................................................................. 94
Tabela 9.1 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
circular 1, para ΔT=1 ºC................................................................................................................................. 106
Tabela 9.2 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
circular 2, para ΔT=1 ºC................................................................................................................................. 107
Tabela 9.3 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
circular 3....................................................................................................................................................... 108
Tabela 9.4 - Média dos valores das tensões máximas obtidas nos três modelos de pilar circular ..................... 109
Tabela 9.5 - Máximo valor de esforço axial para o modelo de pilar circular 1, e respectiva tensão, para ΔT = 1 ºC
..................................................................................................................................................................... 109
Tabela 9.6 - Máximo valor de esforço axial para o modelo de pilar circular 2, e respectiva tensão, para ΔT = 1 ºC
..................................................................................................................................................................... 110
Tabela 9.7 - Máximo valor de esforço axial para o modelo de pilar circular 3, e respectiva tensão .................. 110
Tabela 9.8 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
circular 1, fendilhado, para um ΔT=1ºC ......................................................................................................... 112
Tabela 9.9 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
circular 2, fendilhado, para um ΔT=1ºC ......................................................................................................... 114
Tabela 9.10 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
circular 3, fendilhado, para um ΔT=1ºC ......................................................................................................... 116
Tabela 9.11 - Valor médio das tensões médias nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura
e extensão necessários para a cedência das mesmas para a secção circular fendilhada; ................................ 117
xvii
Tabela 9.12 - Valor de pico das tensões nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura e
extensão necessários para a cedência das mesmas para a secção circular fendilhada; ................................... 117
Tabela 9.13 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
rectangular 1, para um ΔT=1ºC ..................................................................................................................... 121
Tabela 9.14 - Valor do máximo esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar rectangular 1, e
respectiva tensão, para um ΔT=1ºC ............................................................................................................... 122
Tabela 9.15 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
rectangular 2, para um ΔT=1ºC ..................................................................................................................... 122
Tabela 9.16 - Valor do máximo esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar rectangular 2, e
respectiva tensão, para um ΔT=1ºC ............................................................................................................... 123
Tabela 9.17 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar
rectangular 3, para um ΔT=1ºC ..................................................................................................................... 124
Tabela 9.18- Valor do máximo esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar rectangular 3, e
respectiva tensão .......................................................................................................................................... 124
Tabela 9.19 - Valor médio da tensão no betão, e respectivo valor de temperatura e extensão necessários para a
fendilhação do betão na secção rectangular.................................................................................................. 125
Tabela 9.20 - Valor médio da tensão nas armaduras para a secção rectangular, para ΔT = 1 ºC ..................... 125
Tabela 9.21 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular 1,
fendilhado, para um ΔT=1ºC ......................................................................................................................... 126
Tabela 9.22 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular 2,
fendilhado, para um ΔT=1ºC ......................................................................................................................... 127
Tabela 9.23 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular 3,
fendilhada, para ΔT=1ºC ............................................................................................................................... 128
Tabela 9.24 - Valor médio das tensões médias nas armaduras, e respectivo valor de variação de temperatura
necessária para a cedência das mesmas para a secção rectangular fendilhada, para ΔT=1ºC......................... 129
Tabela 9.25 - Valor de pico das tensões nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura e
extensão necessários para a cedência das mesmas para a secção rectangular fendilhada, para ΔT=1ºC ........ 130
Tabela 9.26 - Valor médio das tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 1, para ΔT=1ºC......... 134
Tabela 9.27 - Valor máximo do esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar em losango 1, e
respectiva tensão, para ΔT=1ºC..................................................................................................................... 135
Tabela 9.28 - Valor médio das tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 2 .............................. 136
Tabela 9.29 - Valor máximo do esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar em losango 2, e
respectiva tensão, para ΔT=1ºC..................................................................................................................... 136
Tabela 9.30 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar em losango 3, para
ΔT=1ºC ......................................................................................................................................................... 137
Tabela 9.31 - Valor máximo do esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar em losango 3, e
respectiva tensão, para ΔT=1ºC..................................................................................................................... 138
Tabela 9.32 - Valor médio da tensão no betão, e respectivo valor de temperatura e extensão necessários para a
fendilhação do betão na secção em losango, para ΔT=1ºC............................................................................. 138
xviii
Tabela 9.33 - Valor médio da tensão nas armaduras, para ΔT=1ºC ................................................................ 138
Tabela 9.34 - Valores das tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 1, fendilhado, para ΔT=1ºC
..................................................................................................................................................................... 139
Tabela 9.35 - Valor da tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 2, fendilhado, para ΔT=1ºC .. 140
Tabela 9.36 - Valores da tensão na secção de betão do modelo pilar em losango 3, fendilhado, para ΔT=1ºC. 142
Tabela 9.37 - Valor médio das tensões médias nas armaduras, e respectivo valor de variação de temperatura
necessária para a cedência das mesmas para a secção em losango fendilhada; ............................................. 143
Tabela 9.38 - Valor de pico das tensões nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura e
extensão necessários para a cedência das mesmas para a secção em losango fendilhada; ............................. 144
Tabela 9.39 - Extensões necessárias à cedência de cada uma das secções analisadas .................................... 147
xix
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
xx
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
ABREVIATURAS
RSE
Reacções sulfáticas externas
RSI
Reacções sulfáticas internas
RAA
Reacções álcalis - agregados
RAS
Reacções álcalis - sílica e álcalis - silicato
RAC
Reacções álcalis - carbonato
DEF
Etringite retardada
REI
Reacções expansivas internas
xxi
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
xxii
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
1.
INTRODUÇÃO
1.1
Considerações gerais
"Nenhum material é por si próprio durável; é a interacção entre o material e o ambiente a que está exposto que
determina a sua durabilidade", Larry Masters.
Durante muito tempo, o betão foi considerado como um material durável, praticamente indestrutível e ao qual
não seria necessário efectuar qualquer tipo de manutenção, ideia esta baseada em inúmeras obras antigas
ainda em bom estado de conservação.
Efectivamente, o betão é um dos materiais mais versáteis e mais utilizados na construção, tendo uma enorme
durabilidade quando correctamente produzido, e desde que esteja sujeito a condições normais de exposição,
entendendo-se durabilidade como a capacidade das estruturas ou materiais, cumprirem as funções para as
quais foram projectados durante o seu tempo de serviço.
No entanto, esta imagem foi-se alterando ao longo dos anos, e sabe-se hoje que o betão não é imune, sofrendo
degradações por inúmeros factores, podendo estes afectar mais ou menos a capacidade e a durabilidade das
estruturas.
Um desses factores de deterioração diz respeito às substâncias químicas, quer estas sejam introduzidas no
betão por meio dos seus constituintes (internas), ou penetrem no betão através da sua superfície ou fendas
(externas).
A presente dissertação visa então o estudo das reacções químicas de origem interna, cujos produtos formados
provocam a expansão do betão, ou seja, as reacções expansivas de origem interna no betão.
Em Portugal, a descoberta de estruturas afectadas por reacções expansivas internas é recente, mas o tipo e
número já afectado é suficientemente importante para ter originado grande interesse em compreender a sua
evolução a curto e médio prazo e, consequentemente, os seus efeitos na segurança das estruturas de betão.
Esta forma de degradação, que engloba as denominadas reacções álcalis-sílica (RAS) e o ataque por sulfatos de
origem interna (RSI), tem vindo a afectar essencialmente estruturas estratégicas, como barragens e pontes.
1
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
1.2
Objectivos da dissertação
A presente dissertação tem como principal objectivo analisar os efeitos estruturais das reacções químicas
expansivas no betão, de origem interna. Pretende-se analisar os efeitos estruturais destas reacções, as
possíveis causas e consequências estruturais, bem como a gravidade dos efeitos das mesmas.
Efectivamente, a gravidade dos efeitos destas reacções já levou a que nalguns casos as estruturas tivessem que
ser substituídas por não ser possível garantir as condições de segurança. Surge, assim, uma necessidade de
tentar compreender melhor estas reacções, até há pouco tempo desconhecidas, bem como a forma como
podem ser mitigadas ou reparadas.
Assim, na presente dissertação abordar-se-ão os princípios associados às reacções químicas expansivas
internas do betão, analisando os componentes necessários à sua ocorrência e as reacções químicas implícitas
às mesmas, com o objectivo final de encontrar os pressupostos necessários à modelação destas reacções,
através do software SAP 2000.
Serão assim modeladas diversas secções planas de pilares mais frequentes, de modo a perceber qual a
influência das expansões provocadas pelas reacções expansivas no comportamento estrutural do betão ao
nível da secção.
1.3
Metodologia e organização da dissertação
A primeira etapa da presente dissertação centrou-se com uma pesquisa bibliográfica extensa, com o principal
objectivo de dispor do máximo de informação sobre o tema abordado. Assim, procurou-se adquirir uma ideia
global sobre o tema, de modo a ganhar sensibilidade para a análise dos resultados subsequentes, obtidos nas
modelações a posteriori.
Assim, analisou-se não só as reacções em si, mas também as anomalias associadas, formas de diagnóstico e
prognóstico, bem como os efeitos estruturais associados à deterioração provocada pelas mesmas.
Após a recolha de toda a informação necessária, transpôs-se os pressupostos encontrados em modelações
planas, através de elementos finitos, das expansões associadas às reacções expansivas internas, chegando
assim aos efeitos subsequentes às mesmas, não só ao nível da secção mas também no comportamento do pilar
enquanto elemento estrutural.
2
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Numa última etapa, pretende-se transmitir de forma clara e concisa todas as informações, análises e
conclusões que este estudo permitiu. Assim e com o intuito de tornar mais perceptível a organização da
presente dissertação pelo conteúdo existente em cada capítulo, procede-se à sua descrição:

Capítulo 1: limita-se a uma introdução ao tema abordado e a considerações iniciais acompanhadas das
razões que motivam este trabalho; apresenta também os objectivos traçados e a metodologia
utilizada para a sua elaboração;

Capítulo 2: faz uma caracterização do betão enquanto material, analisando os seus componentes, e a
sua influência na durabilidade das estruturas. Aborda-se ainda os mecanismos de deterioração do
betão, extrínsecos e intrínsecos;

Capítulo 3: visa a caracterização de uma das reacções de deterioração identificadas como tendo um
carácter expansivo, nomeadamente as reacções álcalis-agregado. São abordados os mecanismos
inerentes à mesma, bem como os factores determinantes no seu aparecimento;

Capítulo 4: à semelhança do que acontece no capítulo 3, neste capítulo pretende-se caracterizar a
outra reacção com carácter expansivo, a reacção sulfática interna;

Capítulo 5: permite expor as anomalias associadas às reacções expansivas internas no betão, quer ao
nível do betão, quer ao nível da armadura, analisando a razão de cada uma delas;

Capítulo 6: analisa-se de uma maneira sintética não só as metodologias de diagnóstico das reacções
expansivas internas, como também as suas metodologias de prognóstico;

Capítulo 7: pretende evidenciar não só medidas de prevenção como também de mitigação e
reparação das estruturas afectadas pelas reacções expansivas internas; Aborda-se neste capítulo a
especificação do LNEC E 461, "Metodologia para prevenir reacções expansivas internas";

Capítulo 8: aborda-se a influência das reacções expansivas internas do betão no seu desempenho
estrutural;

Capítulo 9: pretende expor os resultados consequentes às modelações efectuadas, bem como as
conclusões e comparações que se acharam pertinentes. Descreve-se ainda a metodologia utilizada na
construção das modelações, bem como os pressupostos assumidos;

Capítulo 10: faz uma conclusão geral da dissertação com realce no conhecimento obtido em resultado
da sua realização;
Por fim, surge o anexo referido no texto.
3
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
2.
Deterioração no betão
2.1. Considerações preliminares
Nas antigas civilizações, o betão era utilizado essencialmente em pavimentos, paredes e suas fundações. Foram
os Romanos que, posteriormente, exploraram as propriedades deste material com mestria em diversas obras casas, templos, pontes e aquedutos, contribuindo assim significativamente para um desenvolvimento ao nível
da utilização deste material. Esses níveis de utilização, muito elevados para a época, levaram a que inúmeras
obras chegassem até aos nossos dias, como por exemplo, em Portugal, a ponte de Vila Formosa na N369, e a
Ponte de Trajano sobre o Rio Tâmega em Chaves (Figura 2.1).
Figura 2.1 - Ponte de Vila Formosa (á esquerda), e Ponte de Trajano sobre o Rio Tâmega em Chaves (à direita) (picasa)
Existem ainda registos de tentativas por parte dos Romanos, para fazerem o que hoje correntemente se
designa por betão armado, utilizando como armaduras cabos de bronze. Porém, devido aos diferentes
coeficientes de dilatação térmica dos materiais, tais experiências não foram bem sucedidas (Appleton, 2005).
Posteriormente e durante muitas décadas, as estruturas de betão eram consideradas como indestrutíveis e o
betão considerado como um material no qual não era necessário efectuar qualquer tipo de manutenção.
Hoje em dia, verifica-se que o betão é um dos materiais mais versáteis e mais utilizado na construção,
apresentando-se como um material durável quando correctamente produzido, e desde que sujeito a condições
normais de exposição. Prova desta premissa é a existência de inúmeras obras realizadas nos últimos 100 anos,
que ainda se encontram em bom estado de funcionamento e conservação (Gomes, 2008).
Ante tal eficácia e durabilidade deste material, torna-se pertinente perguntar: Qual a razão de tantos
problemas relativos à durabilidade das estruturas?
4
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
De facto, um dos problemas que leva a dar mais atenção à durabilidade hoje em dia, comparativamente às
épocas primordiais, prende-se com a progressiva esbelteza das estruturas, considerando ainda a evolução das
resistências dos betões: em obras mais antigas, onde o betão era pouco resistente, as secções transversais dos
elementos estruturais eram mais robustos, à semelhança dos recobrimentos aplicados.
A evolução da tecnologia dos materiais, observada durante anos, permitiu um aumento das resistências do
betão, sendo inúmeros os estudos com o objectivo de desenvolver técnicas para a obtenção de betões cada
vez com um melhor desempenho, seja em termos de baixa permeabilidade e porosidade, seja em termos de
maior ductilidade e resistência.
Como consequência directa do aumento da esbelteza dos elementos estruturais, as estruturas tornam-se
inevitavelmente mais vulneráveis às influências ambientais, justificando-se, assim, que construções antigas
apresentem ainda hoje um bom desempenho e aparência aceitável, enquanto outras mais recentes mostram
sinais visíveis de deterioração prematura (Brandão, 1998).
Verifica-se então que, apesar de o betão ter provado ao longo dos tempos ser um material durável, na ausência
de cuidado na selecção dos materiais na fase de projecto que tenham em conta o tipo de ambiente exterior, ou
por ausência de manutenção, poderá ocorrer uma deterioração precoce das estruturas, levando a
investimentos significativos na sua reparação ou mesmo substituição. Efectivamente, todas as estruturas estão
sujeitas a acções de natureza física e química, considerando-se que o betão é durável quando a deterioração
provocada por estas acções progride a um ritmo que não afecta significativamente o seu desempenho no
período de vida considerado (Costa, et al., 1999).
Por todas estas razões, começa-se hoje a dar maior importância à durabilidade das estruturas, em prejuízo da
filosofia primitiva que considerava a segurança o único factor importante, deixando a durabilidade em segundo
plano: hoje em dia, são obrigatórias "especificações de projecto", de modo a garantir a produção de estruturas
duráveis.
Estas acções às quais as estruturas estão sujeitas podem resultar de diversos factores, nomeadamente erros ou
deficiências, quer sejam de projecto, execução, exploração ou manutenção, quer seja de deformações
impostas como a retracção e a temperatura, ou devido a acções agressivas: físicas, químicas e biológicas.
(Appleton, et al., 2009/2010) Na maioria dos casos, as causas físicas e químicas da deterioração estão
inteiramente relacionadas, devendo-se tomar cuidado para não negligenciar as interacções possíveis quando
vários fenómenos estão simultaneamente presentes (Moreira, 2006).
Pode considerar-se então, que existem mecanismos de deterioração intrínsecos e extrínsecos ao betão.
Relativamente ao primeiro caso, consideram-se os fenómenos de reacções álcalis - agregados, as reacções
sulfáticas internas, e a fendilhação devido à retracção e ao assentamento plástico do betão, enquanto no
segundo caso se pode englobar a deterioração provocada por acções mecânicas, físicas, químicas e biológicas
(Costa, et al., 1999).
5
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Assim, antes de proceder a uma análise destes mecanismos de deterioração, e uma vez que tanto os
componentes da pasta de cimento, como as características do betão (como, por exemplo, a sua estrutura
porosa) desempenham um papel importante em quase todos estes mecanismos, com excepção dos de
natureza mecânica, abordam-se a seguir de forma sumária os principais aspectos relativos a estes temas. Não
se pretende aprofundar o campo da ciência e tecnologia dos materiais, mas sim apresentar noções gerais, com
o objectivo de fornecer informações básicas à compreensão dos capítulos posteriores.
Componentes da pasta de cimento:
Pode-se definir cimento como um material com propriedades de aderência e coesão para ligar fragmentos de
materiais minerais, advindo daqui a designação de ligante, definindo-se ainda como ligante hidráulico, uma vez
que apesar de endurecer ao ar tem a capacidade de adquirir elevadas resistências debaixo de água.
Correntemente, em Portugal, o ligante mais utilizado no fabrico do betão é o Portland normal (CPN). Este
cimento é uma combinação química predeterminada e bem proporcionada, de cálcio, sílica, ferro e alumínio,
sujeita a um processo de fabrico complexo, rigorosamente controlado e abarcando uma grande variedade de
operações (Martins, et al., 2006) .
Estas matérias-primas, após serem submetidas a elevadas temperaturas (obtidas geralmente em fornos
rotativos), reagem entre si, originando novos compostos e, em virtude destes fenómenos químicos e físicos, os
produtos da reacção aglomeram-se em pedaços com diferentes dimensões, chamados "clínquer" (Coutinho,
1973).
O cimento apresenta-se então como um pó fino proveniente da moagem do clínquer, ao qual se adicionou uma
pequena quantidade de sulfato de cálcio hidratado (gesso) que actua como regulador de presa, pelo que
interessa então conhecer melhor a constituição química do clínquer, para compreender a origem das
substâncias que, posteriormente, podem interferir numa deterioração precoce da estrutura. Assim, o
"clínquer" apresenta a seguinte constituição, e proporções médias (Costa, et al., 1999):

Silicato tricálcico (C3S)
3 CaO. SiO2

Silicato bicálcico (C2S)
2 CaO. SiO2

Aluminato tricálcico (C3A)
3 CaO. Al2O3

Aluminatoferrato tetracálcico (C4 AF)
3 CaO. Al2O3.Fe2O3
6
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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• 60%
C3S
C2S
• 20%
C3A
• 8%
C4 AF
• 12%
Figura 2.2 - Percentagens médias dos constituintes do "clínquer"
Não pretendendo alongar muito o presente assunto, importa realçar a importância da natureza da estrutura do
"clínquer", e a influência da mesma nas propriedades do cimento. Assim, dentro da mesma linha de fabrico,
devido a inúmeros factores, nomeadamente variações acidentais da composição química da matéria-prima,
condições de mistura, temperatura, arrefecimento do clínquer, fazem com que a estrutura do clínquer se
altere, derivando daí uma enorme variabilidade nas propriedades do cimento (Coutinho, 1973).
Figura 2.3 - Imagem ao microscópico óptico de varrimento do clínquer de cimento portland (Lança, 2007/2008)
Na presente dissertação, importa assim perceber qual a influência de cada um destes componentes na
resistência química do cimento. No quadro seguinte, designa-se então qual a contribuição de cada componente
para a tensão de rotura e para as resistências químicas (Coutinho, 1973).
7
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Tabela 2.1 - Propriedades principais dos componentes do cimento (Adaptado de (Coutinho, 1973))
Tensão de rotura após
hidratação, kgf/cm2
Componentes
7 dias
28 dias
1 ano
Silicato tricálcico
425
500
725
Silicato Bicálcico
20
67
700
Aluminato tricálcico
20
34
67
20
36
38
Aluminoferrato tetracálcico
Resistência química
Pequena, por necessitar do contacto com
soluções sobressaturadas de Ca(OH)2
Média, por necessitar do contacto com
soluções de pH inferior a 12
Fraca, por dar origem à formação do
sulfoaluminato tricálcico
Boa
Da leitura do presente quadro e de acordo com o que se vai abordar nos capítulos seguintes, interessa referir
os seguintes pontos.
A presença do aluminato tricálcico no cimento é indesejável, considerando que propicia o ataque químico do
betão, uma vez que, quando é atacado pelo ião sulfato, a expansão devida à formação do sulfatoaluminato de
cálcio a partir do aluminato poderá levar à deterioração completa do betão (Coutinho, 1973), concluindo-se
assim que os cimentos com pequenas percentagens de C3A (menor do que 5%) são os mais resistentes.
Já sob o ponto de vista da corrosão das armaduras, a presença do C3A apresenta-se como benéfica uma vez
que fixa os iões agressivos, contribuindo assim, quer para o abrandamento da penetração dos cloretos, quer
para o aumento do teor crítico de cloretos no betão a partir do qual o mecanismo de corrosão é iniciado
(Costa, et al., 1999).
Por outro lado, considerando as quantidades de C3S, verifica-se que, quanto maior for a quantidade deste
componente, maior será a produção de Ca(OH)2. Sendo este composto, por seu lado, muito vulnerável ao
ataque das substâncias agressivas, potencia reacções destrutivas devido ao ataque dos sulfatos e reacções
expansivas entre os álcalis e a sílica reactiva dos inertes. Quanto aos mecanismos de corrosão, uma vez que se
trata de um composto com uma acentuada contribuição para um ambiente com elevada alcalinidade protege
as armaduras (Costa, et al., 1999).
Finalizando importa ainda referir o facto de que, como na matéria-prima do cimento entra o carbonato de
cálcio, é possível a existência de algum óxido de cálcio não combinado com os silicatos e aluminatos, chamado
correntemente, "cal livre" cuja presença pode ficar a dever-se, por exemplo, a uma mistura excessiva de óxido
de cálcio ou a uma cozedura mal conduzida. No entanto, a presença de "cal livre" no cimento pode não ser
perigosa, considerando que a reactividade química do óxido de cálcio com a água depende da temperatura a
que este se forma: Se a sua hidratação ocorre aquando da junção da água ao cimento, sob a forma normal de
8
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
expansão com libertação de calor, a sua estrutura, porosa e amorfa, não causa perturbações; no entanto, não
se pode dizer o mesmo da sua forma mais ou menos cristalizada, que apenas se hidrata após a presa do
cimento, podendo assim fragmentar e provocar a expansão do betão (Coutinho, 1973).
Os cimentos que podem ser utilizados no betão simples, armado ou pré-esforçado são definidos na norma NP
EN 197-1.
Características do betão:
Existe hoje consenso em que são as propriedades do betão associadas aos diversos mecanismos de penetração
das substâncias agressivas que fundamentalmente influenciam a durabilidade das estruturas (Costa, 1997),
pelo que decorre daqui a necessidade de perceber quais são estas propriedades e de que formas contribuem
para os mecanismos de deterioração do betão. Os principais parâmetros que controlam a penetração destas
substâncias são a dimensão e a continuidade da estrutura porosa do betão, pelo efeito que exercem nos
diversos mecanismos de transporte: permeação, absorção e difusão.
Por sua vez, a razão água/cimento (A/C) influencia estes parâmetros, na medida em que, quanto maior for o
seu valor, mais porosa e permeável é a pasta de cimento. Tal facto reflecte-se numa diminuição da resistência
do betão e numa maior sensibilidade à acção dos agentes agressivos (Costa, et al., 2002).
Por último, os agregados utilizados no betão também contribuem para um betão mais ou menos poroso
dependendo da sua dimensão e da sua capacidade de ligação à pasta de cimento. Por outro lado, estes
requerem também uma atenção especial no que diz respeito à sua contribuição para as reacções químicas no
betão, podendo contribuir para a deterioração do mesmo se não forem tomados cuidados quanto às suas
propriedades.
Sendo assim, abordar-se-á de seguida mais em pormenor estas propriedades, nomeadamente a estrutura
porosa, a razão A/C e o tipo de agregados, considerando-se necessária a sua compreensão para uma melhor
abordagem posterior aos diversos mecanismos de deterioração, destacando as propriedades que influenciam
os mecanismos químicos de deterioração.
1. Estrutura porosa
Como referido, o principal parâmetro que controla a penetração destas substâncias é a estrutura porosa do
betão. Efectivamente, nem todo o seu volume está preenchido pela fase sólida, estando a formação de poros
principalmente ligada à granulometria dos agregados que ocorre aquando da compactação, presa e cura
subsequente (Coutinho, 1973). Os poros têm origem no espaço deixado pela água de amassadura após a
hidratação do cimento que, com volume maior do que o do cimento anidro que passa a ocupar parte do
volume preenchido pela água, deixa uma quantidade de vazios (Nevile, 1994).
Saliente-se ainda o facto de não ser a porosidade mas sim a estrutura porosa que influi no controlo da
penetração de substâncias agressivas, interessando neste caso observar a relação entre a porosidade e a
9
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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permeabilidade do betão. Entenda-se que aqui permeabilidade toma o significado da capacidade de resistência
do betão à penetração de agentes agressivos. De facto, a porosidade só por si não é uma medida da
permeabilidade do betão (Costa, 1997).
A Figura 2.4 ilustra o facto já referido de que não é a porosidade total que influencia a permeabilidade mas sim
a dimensão e continuidade da estrutura porosa.
Figura 2.4 - Influência da estrutura porosa na permeabilidade (Costa, 1997)
Da observação da figura, concluí-se que, apesar de o material do canto superior esquerdo ser poroso, não é
permeável pelo facto de os poros não estarem interligados, enquanto o material do canto superior direito
apresenta uma estrutura porosa e permeável, já que, para além de um nível de porosidade elevada, os vazios
comunicam todos entre si.
Figura 2.5 - Estrutura porosa, com elevada compacidade (Costa, et al., 1999)
Pode-se então classificar a estrutura porosa do betão de diversas maneiras, considerando quer a origem quer a
dimensão dos poros; esta compreensão torna-se ainda mais importante pelo facto de a porosidade do betão
ser uma das suas partes constituintes que pode ser manipulada de forma a proporcionar um maior
10
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
desempenho ao longo do tempo, obtendo-se assim uma maior durabilidade. De acordo com a classificação
indicado por Haynes (Costa, et al., 1999), o betão é constituido por:

Vazios ou macroporos - advêm inevitavelmente do processo de fabrico, colocação e compactação do
betão, podendo a sua dimensão chegar aos vários milímetros e o ar aprisionado no seu interior pode
ser da ordem de 1% a 5% do seu volume;

Poros capilares - têm origem nos espaços inicialmente preenchidos com a água da amassadura, e que
não foi consumida pelas reacções de hidratação das partículas de cimento e o seu diâmetro pode
-9
-6
variar entre 8x10 e 13x10 m;

Poros de gel - são constituídos pelos espaços intersticiais entre partículas de gel de CSH - produto de
-9
-9
hidratação do cimento e o diâmetro destes poros está compreendido entre 1x10 e 8x10 m;

Vazios nos agregados - como o próprio nome indica, refere-se aos poros existentes nos agregados do
betão podendo atingir percentagens em volume de 0 a 20%, mais frequentemente entre 0,5 e 5%;
Verifica-se assim que a porosidade do betão resulta quer dos poros da pasta de cimento, quer da porosidade
presente nos agregados. No entanto, a porosidade destes parece não ter uma importância significativa na
penetração das substâncias agressivas: estando os agregados envolvidos pela pasta de cimento, num betão
com uma compactação adequada, é a permeabilidade da pasta de cimento que detém maior influência na
permeabilidade à água do betão (Nevile, 1994).
Numa pasta de cimento acabada de preparar, todos os poros são capilares. No entanto, à medida que as
partículas de cimento vão sendo hidratadas, regista-se um aumento dos poros de gel, uma vez que os poros
vão sendo ocupados pelos produtos de hidratação do cimento (Costa, 1997). Estes volumes são fortemente
influenciados pela quantidade de água utilizada no fabrico do betão, verificando-se que a porosidade capilar é
resultado da razão água-cimento e do grau de hidratação do cimento, factor que se analisar-se-á a seguir.
2. Razão água / cimento:
A água não evaporável na pasta de cimento hidratada revela-se ser cerca de 23% do peso do cimento, ou seja,
para hidratar o cimento, é necessária uma razão A/C mínima de 0,23. Porém, para que se registe uma
hidratação total do cimento, é necessária uma razão água-cimento da ordem dos 0,38, uma vez que, como
referido, os produtos de hidratação ocupam um volume superior às partículas de cimento anidras,
necessitando assim de espaço para se desenvolverem. Conclui-se, assim, segundo Costa et al. (1999), que se a
razão água-cimento for inferior a este valor, a hidratação completa do cimento não é possível. Se a razão águacimento for baixa, parte significativa do cimento não é hidratada e, por outro lado, se a razão água-cimento for
elevada, todo o cimento pode ser hidratado mas a porosidade capilar também é elevada, dado que o gel
formado não é suficiente para preencher os vazios capilares, significando que a porosidade capilar é função da
razão água-cimento e do grau de hidratação do cimento, conforme a Figura 2.6 seguinte demonstra (Costa,
1997).
11
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 2.6 - Efeito da razão A/C e do grau de hidratação (m) no volume das diferentes fracções da pasta de cimento
(Costa, et al., 1999)
Na figura está representado o volume das fracções dos principais constituintes da pasta de cimento hidratada
em função da razão A/C, considerando graus de hidratação m=0, m=0,5 e m=1. Vnh representa então o volume
das partículas de cimento não hidratadas, Vg o volume do gel de cimento hidratado e Vpc é o volume dos poros
capilares.
Como se pode perceber através da observação da figura 2.6, a eliminação ou minimização da porosidade
capilar só é possível para baixas razões de água-cimento, para as quais parte do cimento não será hidratada. No
entanto, o cimento não hidratado não prejudica as propriedades da pasta, antes pelo contrário. Efectivamente,
verifica-se que as pastas de cimento com maiores proporções de cimento não hidratado, têm maior resistência
(Nevile, 1994).
Sob o ponto de vista da durabilidade, estas partículas não hidratadas mostram-se benéficas pois, tendo em
conta o facto de que se o betão fendilhar, por qualquer razão estrutural ou ambiental, estas partículas de
cimento hidratam logo que a água começar a penetrar nas fendas, contribuindo assim para a sua colmatação
(Costa, 1997).
Na Figura 2.7, está demonstrada a influência da razão A/C e da cura na rede porosa capilar.
12
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 2.7 - Representação esquemática da relação água-cimento e cura na rede porosa capilar (Costa, 1997)
3. Propriedades dos agregados:
A utilização dos agregados no betão provém do facto de que, apesar de ser possível a utilização apenas da
pasta de cimento (cimento e água) endurecida como material de construção, pela sua resistência, tal utilização
se traduzir em duas grandes desvantagens:

Instabilidade dimensional (fluência elevada e retracção elevada);

Custo elevado (o cimento apresenta-se como um material caro, devido aos elevados consumos de
energia associados ao seu fabrico).
O objectivo então deve ser a utilização de maior quantidade de agregados mas que permita que as partículas
sejam aglomeradas na pasta de cimento, com granulometria extensa, desde a areia fina ao agregado grosso, de
13
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
modo a que seja possível minimizar não só a quantidade de vazios na mistura de agregados, como também a
quantidade da pasta de cimento necessária (Coutinho, 1999).
Se se considerar, então, que os agregados correspondem a três-quartos do volume total do betão, não
surpreende o facto de a sua qualidade ser um factor importante, nem de as suas propriedades poderem
afectar não só a durabilidade como o comportamento estrutural do betão (Nevile, 1994).
Anteriormente, estes elementos eram vistos como um material inerte, que se juntava à pasta de cimento
especialmente por razões económicas (Nevile, 1994). Tal designação provinha do facto de não participarem
significativamente nas reacções químicas de endurecimento do betão. No entanto, alguns destes materiais
podem apresentar reactividade química importante que, em determinadas circunstâncias, conduzem à
1
deterioração do betão como, por exemplo reacções álcalis-sílica , razão pela qual a designação foi alterada
para agregados (Costa, et al., 2002). Ainda assim, na versão portuguesa da Norma Europeia 206 (1990), "Betão,
comportamento, produção, colocação e critérios de conformidade" - NP EN 206 (1993), ainda é utilizado o
termo inerte em vez de agregado.
As propriedades exigidas a um agregado para produzir o betão são tanto de natureza geométrica, como física e
química (Coutinho, 1973):
1.
Adequada forma e dimensões proporcionadas (granulometria), segundo determinadas regras;
2.
Adequada resistência mecânica;
3.
Adequadas propriedades térmicas;
4.
Adequadas propriedades químicas relativamente ao ligante e às reacções exteriores;
5.
Isenção de substâncias prejudiciais.
De modo a caracterizar a macro e microestrutura do betão, recorre-se à análise petrográfica, que embora seja
utilizada há muito tempo para o estudo das rochas, só recentemente tem sido aplicada ao betão (Costa, 1997).
Esta análise está normalizada entre nós pelas especificações do LNEC E388 e, em termos gerais, permite obter
informação sobre a homogeneidade dos diferentes constituintes do betão, composição e qualidade dos
agregados, tipo de cimentos e seu grau de hidratação, caracterização dos vazios, porosidade capilar e razão
A/C, caracterização das fissuras e identificação de reacções resultantes da deterioração do betão.
Muitas das propriedades dos agregados dependem inteiramente das propriedades da rocha de onde provêm,
nomeadamente, a composição mineral e química, estabilidade física e química, força, estrutura porosa. Há, no
entanto, algumas propriedades próprias do agregado sem ligação à rocha de origem, como a forma e o
tamanho, a textura e a capacidade de absorção, sendo que todas têm uma influência considerável na qualidade
do betão quer na fase fresca, como após a cura (Nevile, 1994). A classificação dos minerais constituintes das
rochas poderá assim dar indicações das propriedades dos agregados, apesar de não permitir prever o seu
comportamento no betão. Efectivamente, para além de alguns minerais como os sulfuretos, o gesso, a andrite,
1
Devido ao facto de este assunto ser abordado em profundidade num capítulo posterior, não será desenvolvido no
presente capítulo.
14
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
os óxidos de ferro e os minerais argilosos, que, decididamente, são sempre indesejáveis no betão, a presença
de um dado mineral pode não ser sempre desejável (Martins, et al., 2005).
Outro factor importante a ser abordado no que diz respeito aos agregados prende-se com a influência da
forma do agregado na trabalhidade do betão e, consequentemente na sua durabilidade. De facto, verifica-se a
existência de agregados com superfícies planas e arestas vivas e de outros com superfícies arredondadas onde
as arestas desaparecem.
As consequências para a durabilidade, decorrentes da existência de partículas lamelares, prendem-se com a
forma como estas partículas tendem a orientar-se num plano horizontal, passando a haver planos privilegiados
debaixo delas, onde a exsudação ou a segregação da água do betão fresco após a sua colocação podem
provocar a formação de uma película de água que não só impede a aderência da pasta de cimento, como
contribui de uma maneira significativa para um aumento considerável da permeabilidade (Coutinho, 1999).
Finalmente, outro dos factores associados aos agregados, que pode ser importante para a deterioração do
betão, reside nas possíveis impurezas orgânicas que possam conter. Produtos como matéria vegetal, na forma
por exemplo de húmus, que vêm cominados a estes agregados podem interferir com as reacções de hidratação
do betão.
4. Zona de transição entre pasta de cimento e agregado:
Para além das duas fases consideradas atrás, que constituem o betão (pasta e agregados), vários autores
consideram que é conveniente considerar uma terceira fase, constituída pela zona de transição entre ambas. A
formação desta zona deve-se à exsudação da água: efectivamente, nem toda a água exsudada atinge a
superfície, ficando parte dela retida no interior da massa do betão, na superfície dos agregados, aumentando
assim na zona de transição, a razão A/C da pasta o que origina uma região mais fraca e porosa.
Apesar de esta zona ser relativamente pequena, com uma espessura típica entre 10 e 50 μm, exerce uma
influência significativa no comportamento do betão (Costa, 1997).
Figura 2.8 - Zona de separação entre a pasta de cimento e o agregado (Lança, 2007/2008)
15
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Esta zona é ainda caracterizada pela formação de grandes cristais de hidróxido de cálcio, orientados
preferencialmente de forma perpendicular à superfície dos agregados, originando assim, devido à sua maior
fragilidade em relação aos restantes constituintes do cimento, uma zona menos resistente.
Regista-se, assim, um aumento da permeabilidade do betão, em detrimento da comunicação entre as
microfendas da zona de transição e os poros capilares da restante pasta de cimento (Figura 2.9).
Figura 2.9 - Microfendas, na pasta de cimento (Costa, 1997)
5. Mecanismos de transporte no betão:
Na maioria dos mecanismos de deterioração, está envolvido o transporte de fluidos para o interior do betão,
sendo os fluidos com maior significado, sob o ponto de vista da durabilidade, a água pura ou contaminada por
agentes agressivos, o dióxido de carbono e o oxigénio (Costa, et al., 1999). Como referido, o transporte de
agentes agressivos para o interior do betão dá-se principalmente por mecanismos de permeação, absorção e
difusão.
Atendendo à definição de cada um destes mecanismos, permeação consiste no transporte de líquidos ou gases
originado por um gradiente de pressões, absorção define-se como a penetração de líquidos por forças de
sucção capilar e, finalmente, difusão regista-se quando a penetração dos líquidos, gases ou iões é originada por
um gradiente de concentração (Costa, et al., 1999).
Por sua vez, associadas a cada um destes mecanismos, estão velocidades de penetração diferentes, sendo que
na permeação e absorção a velocidade de penetração é elevada e na difusão é um processo relativamente
lento.
A permeação de um betão é medida em função de um coeficiente de permeabilidade, que constitui uma
medida de resistência deste à penetração de água, e este mecanismo tem um significado prático quando o
betão está sujeito à acção de águas sob pressão contaminadas com substâncias agressivas (Costa, 1997).
16
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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A absorção é um mecanismo de transporte que ocorre quando existe uma diferença de pressão entre a
superfície livre da água no exterior do betão e a superfície de água existente no interior dos poros capilares,
dependendo fortemente de aspectos como a pressão capilar e a resistência ao escoamento da água nos poros,
sendo relevante a importância da dimensão dos poros capilares neste mecanismo. A absorção da água é
fortemente dependente do teor de humidade do betão, uma vez que determina o grau de saturação dos poros
capilares: efectivamente, se o betão estiver saturado, apenas haverá penetração de água se existirem pressões
aplicadas, dado que nesta situação não se desenvolvem forças de sucção capilar (Costa, et al., 1999).
Sob o ponto de vista da deterioração, pode-se dizer que os gases que têm uma maior influência nestes são o
dióxido de carbono e o oxigénio. O primeiro origina a carbonatação do betão, sendo o segundo necessário para
o desenvolvimento da corrosão. O transporte destes gases por difusão pode dar-se quer pela água, quer pelo
ar, verificando-se que a difusão através da água é várias ordens de grandeza inferior à difusão através do ar.
Assim, pode-se dizer que a difusão é fortemente influenciada pelo nível de saturação do betão, sendo que,
quando este está sujeito a condições de humidade muito elevadas, a penetração de gases é pequena, sendo
esta praticamente desprezável quando o betão está saturado. Pelo contrário, a difusão dos iões ocorre em
meio líquido, apresentando uma importância proporcional ao grau de saturação dos poros do betão. Assim,
enquanto em betões secos a difusão de iões tem pouco significado, em betões saturados será máxima (Costa,
et al., 1999).
2.1. Mecanismos de deterioração do betão
De um modo geral, podem-se distinguir dois tipos básicos de deterioração: mecânica e química. Os
mecanismos de deterioração mecânica estão relacionados com a estrutura propriamente dita, englobando
todos aqueles relacionados com as acções mecânicas, movimentações de origem térmica, acções cíclicas,
fluência, relaxação entre outros. Quanto aos processos de deterioração química, por sua vez, referem-se aos
materiais componentes da estrutura, ou seja, podem estar relacionados quer com o betão quer com a
armadura.
Numa análise mais detalhada poderão distinguir-se outros tipos de deterioração, nomeadamente processos
desencadeados por processos físicos, biológicos ou ainda electroquímicos, como é o caso da corrosão das
armaduras do betão.
Tendo em consideração uma melhor compreensão do objectivo principal da presente dissertação que é o
estudo das reacções expansivas internas do betão, optou-se por subdividir estes mecanismos em extrínsecos e
intrínsecos de deterioração, importando ainda ter presente que praticamente todos estes mecanismos de
deterioração se desenvolvem segundo um modelo simples de duas etapas de envelhecimento, conforme o
indicado na Figura 2.10. Como se pode observar na figura, distinguem-se duas fases: fase de Iniciação e fase de
propagação (Brandão, 1998).
17
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 2.10 - Desenvolvimento da deterioração
Durante a fase de iniciação, não há sinais visíveis de deterioração, nem perda significativa de resistência dos
materiais ou função da estrutura, mas algumas barreiras de protecção são vencidas pela agressividade do
ambiente. Já na fase de propagação, a deterioração evolui activamente, em muitos casos de forma bastante
rápida, deixando-se perceber geralmente por sinais externos.
As medidas de protecção tomadas, no sentido de retardar a deterioração das estruturas, actuam de duas
formas: prolongando tanto quanto possível a fase de iniciação, ou assegurando uma velocidade relativamente
baixa na fase de propagação, se esta for atingida. Desta forma, pode-se projectar uma estrutura, de modo a
que esta possa alcançar a vida útil prevista (Brandão, 1998).
Na Tabela 2.2, encontram-se sintetizados os factores de degradação, bem como o efeito no desempenho da
estrutura (Ferreira, 2000).
18
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Tabela 2.2 - Factores de degradação e o efeito sobre o desempenho (Ferreira, 2000)
Seguidamente, irão ser abordados, sumariamente, alguns dos factores apresentados na tabela acima.
19
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
2.1.1. Mecanismos extrínsecos de deterioração
Definem-se como mecanismos extrínsecos de deterioração, os que provêm de factores externos ao betão, quer
através de acções, quer de agentes agressivos provenientes do exterior, e, como referido, os mecanismos de
deterioração extrínsecos podem ser de origem mecânica, física, química e biológica.
2.1.1.1. Acções mecânicas
Neste grupo, englobam-se os danos proporcionados por impactos, cargas excessivas, erosão, ou devidos à
cavitação.
Impactos (ondas de choque)
A resistência ao choque é importante quando o betão está sujeito a impactos repetidos, pelo que deve ser tida
em conta a capacidade de resistência do betão a impactos e de absorção de energia.
Algumas das situações em que ocorrem forças de choque de impacto são (Ferreira, 2000):

Ocorrência de sismos;

Tensões geradas durante um bombardeamento;

Cravação de estacas;

Forças de compressão exercidas por equipamentos de fundações que os sustentam;

Manuseamento de peças pré-fabricadas.
A deterioração do betão, neste caso, ocorre em parte devido à sua natureza heterogénea, associada às
diferentes velocidades de transmissão com que as ondas atravessam os diferentes materiais: pasta de cimento,
os agregados e a armadura. De um modo geral, a resistência ao choque aumenta com o aumento da resistência
à compressão. Por outro lado, quanto maior for a resistência estática à compressão do betão, menor será a
energia absorvida por impacto (na ausência da fendillhação) (Ferreira, 2000).
Cargas excessivas
Quanto ao caso das cargas excessivas, assim como os impactos não previstos no projecto, estas podem
provocar fissuração excessiva, abrindo caminho para que outros mecanismos de deterioração avancem
(Brandão, 1998).
Erosão
Finalmente, no caso da erosão, esta consiste no desgaste da camada superficial do betão, por processos de
atrito. As principais causas da erosão são a abrasão e a cavitação. A abrasão pode ser definida como o processo
que provoca no betão o desgaste através de esfregamento, enrolamento, escorregamento ou fricção
repetitiva. Como exemplo destas acções, temos as partículas sólidas transportadas pelo vento ou pela água. No
entanto, este é um processo complexo de avaliar uma vez que depende em muito da natureza e intensidade da
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
reacção abrasiva, e uma vez que envolve a aplicação de tensões elevadas, pelo que a dureza da superfície do
betão influencie fortemente a abrasão.
Figura 2.11 - Superfícies degradadas por abrasão (Appleton, et al., 2009/2010)
As propriedades do betão na zona superficial estão directamente relacionadas com a residência à compressão
e com o conteúdo cimentício, sendo inversamente proporcional à razão A/C, independentemente da qualidade
do agregado. O betão que apresenta um agregado mais grosso mais resistente, terá uma maior resistência à
abrasão do que um betão constituído por agregados fracos (Ferreira, 2000). No entanto, em certas
circunstâncias, os agregados menores conduzem a uma erosão superficial mais uniforme, o que pode ser
vantajoso.
O tempo de cura do betão influencia também a resistência do betão à abrasão, dado que uma cura adequada
aumenta a resistência aos agentes abrasivos. Uma cura adequada deve garantir um grau de hidratação do
cimento nas camadas externas, de modo a reduzir a porosidade. A NP ENV 206 recomenda que o período de
cura seja o dobro do normal de modo a obter uma boa resistência à abrasão.
Conclui-se assim, que a resistência do betão à abrasão é um fenómeno progressivo. Inicialmente, depende
fundamentalmente da resistência da superfície submetida ao desgaste, que pode ser melhorada mediante
revestimentos, técnicas de acabamento e procedimentos de cura adequados. Posteriormente, à medida que a
pasta de cimento sofre desgaste e os agregados ficam expostos, a resistência passa a ser função da aderência
entre a pasta e os agregados e da dureza destes, os quais se mostram mais resistentes à abrasão do que a
pasta de cimento.
No entanto, mesmo os melhores betões raramente podem suportar a abrasão durante períodos prolongados
(Brandão, 1998).
Cavitação
Cavitação define-se como a perda de material provocado pela implosão de bolhas de vapor no escoamento de
um fluido a elevada velocidade.
Efectivamente, o escoamento laminar de água limpa, mesmo a elevadas velocidades não provoca danos no
betão. Contudo, contrariamente, quando a velocidade ou a direcção do escoamento é alterado bruscamente,
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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ou quando as condições são tais que se dá uma diminuição da pressão da água, podem surgir picadas devido à
cavitação. Criar-se-ão cavidades na água em escoamento sempre que a pressão em determinado ponto é
reduzida à pressão de vapor, devido a irregularidades na superfície, ou quando houver a paragem do
fornecimento de água, deslocando-se as referidas cavidades com a água e, quando passam numa zona de
elevada pressão, entram em colapso, e provocam um grande impacto. Este colapso repetitivo junto da
superfície do betão cria cavidades (Ferreira, 2000).
A Figura 2.12 ilustra os danos que poderão ser atingidos, provocados pela cavitação.
Figura 2.12 - Deterioração progressiva das camadas superficiais, provocada por cavitação (Appleton, et al., 2009/2010)
Verifica-se que, contrariamente à textura lisa das superfícies do betão danificadas pela abrasão através das
partículas sólidas carregadas pela água, a superfície de um betão atingido pela cavitação mostra-se irregular,
riscada e cheia de cavidades. As especificações anteriormente apresentadas para aumentar a resistência do
betão à abrasão são válidas no caso da cavitação, excepto no que se refere à granulometria dos agregados.
A cavitação tende a remover as partículas maiores dos agregados, pelo que se verifica ser mais importante a
aderência dos agregados à pasta de cimento do que a dureza dos mesmos. Assim sendo, deve ser dada
preferência à utilização de agregados de diâmetros menores, com um tamanho máximo de 20mm, (Nevile,
1994), os quais se mostram mais resistentes às forças de arrancamento provocadas pelas forças oriundas da
cavitação.
Como referido, não podemos esquecer a interdependência entre alguns processos de deterioração. Para além
dos estragos estritamente mecânicos, poderá haver estragos iniciados por um ataque químico: águas com um
pH ácido poderão lixiviar a cal ou corroer a superfície do betão. Como exemplo, tem-se a acção bacteriana nos
esgotos, que pode causar danos similares quando o ácido acima da linha de água provoca a desintegração do
betão, que posteriormente é levado pela erosão (Ferreira, 2000).
22
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
2.1.1.2. Acções físicas
Aqui, podem referir-se os ciclos de gelo - degelo, o efeito das variações térmicas e a diferença do coeficiente de
dilatação dos agregados e da pasta de cimento.
Ciclos de gelo - degelo
A deterioração proveniente deste processo decorre, principalmente, da incapacidade do betão absorver um
acréscimo de volume que a água sofre ao congelar. Este incapacidade deriva da impossibilidade de
redistribuição da água na massa do betão durante este fenómeno, seja pelo elevado grau de saturação do
betão, pelas dificuldades impostas pela sua estrutura porosa ou, ainda, pela elevada velocidade de
arrefecimento.
Verificam-se neste processo, duas fases distintas, com efeitos de deterioração do betão também distintos,
antes ou após o endurecimento do betão. Se o betão congelar antes do endurecimento, o processo de
hidratação será suspenso enquanto as temperaturas se mantiverem baixas. Após se iniciar o degelo, o betão
voltará a hidratar sem haver consequências graves ao nível da perda de resistência por parte do betão, apesar
da expansão da água tender a aumentar o volume dos poros. Pelo contrário, no caso do congelamento se dar
posteriormente ao endurecimento do betão, mas quando este ainda não adquiriu resistência suficiente, a
expansão associada ao descongelamento da água resultará numa perda irreparável de resistência (Ferreira,
2000).
De modo a perceber melhor, o processo de deterioração associado aos ciclos de gelo - degelo, torna-se
necessário conhecer os processos físicos subjacentes.
Figura 2.13 - Superfícies deterioradas pela acção de ciclos de gelo/degelo (Appleton, et al., 2009/2010)
A transição da água do estado líquido para o estado sólido faz-se acompanhar por um acréscimo de volume de,
aproximadamente, 9%. Para que esta expansão possa ser absorvida sem danos significativos, é necessária a
presença de uma certa quantidade de poros contendo ar, ou seja, não totalmente preenchidos por água. Existe
assim, um nível crítico de saturação, acima do qual os efeitos do congelamento são bastante nocivos ao betão.
No entanto este nível crítico está dependente de vários factores, nomeadamente distribuição do tamanho dos
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
poros, condições ambientais, velocidade de arrefecimento e frequência dos ciclos de gelo - degelo, secagem
entre ciclos e idade do betão (Brandão, 1998).
Estes últimos factores estão relacionados com o facto de o deslocamento da água em direcção aos poros de
maiores dimensões ser, até certo ponto, irreversível, de modo a que a água no interior destes poros vai
aumentando à medida que cresce o número de ciclos de gelo - degelo. Em certos casos, os danos associados a
este mecanismo só se tornam graves após um certo número de ciclos, se não houver secagem, mesmo que
parcial, entre os mesmos. Esta secagem mostra-se importante, na medida em que promove espaço dentro dos
poros para absorver uma nova expansão.
Os ciclos repetitivos de gelo - degelo, particularmente se as soluções dos poros contiverem químicos de degelo,
provocam um aumento da pressão dilatante, resultando na fendilhação e consequente deterioração do betão
(Ferreira, 2000).
Registam-se, neste processo, diferentes comportamentos nos agregados e na pasta de cimento, sendo que a
pasta de cimento revela uma vulnerabilidade muito superior. Tal decorre da maior dificuldade dos agregados
em atingirem a saturação em serviço, a menos que já se encontrem saturados a quando do processo de fabrico
do betão (Brandão, 1998).
Neste caso, a resistência dos agregados não é proporcional ao seu tamanho, pois os agregados de dimensões
mais reduzidas têm em geral uma resistência superior ao ataque por congelamento. Os agregados maiores,
com poros de tamanho médio, tornam-se mais críticos. Efectivamente, quando os poros são muito grandes,
raramente estão totalmente preenchidos pela água e, por outro lado, nos poros de pequenas dimensões, a
água não congela pelo facto de não se atingir a temperatura de congelamento da água devido à interacção com
a superfície dos poros, tendendo a deslocar-se para regiões onde possa congelar.
Variações térmicas
As variações térmicas no seio de uma estrutura conduzem à variação diferencial de volume. Quando as
contracções ou expansões são restrangidas, se as tensões de tracção resultantes forem superiores à tensão
resistente do betão, poderá ocorrer fendilhação (Ferreira, 2000).
2
Os efeitos do gradiente térmico devido à hidratação do betão , referidos acima, poderão originar tensões de
tracção associados à betonagem de elementos de grandes dimensões (barragens, portos, fundações) que,
contrariamente as alterações ambientais de temperatura afectam toda a estrutura. São as variações térmicas
bruscas que provocam danos nas estruturas, uma vez que a temperatura da superfície do betão se ajusta
rapidamente, quando comparada com o seu interior, onde este ajuste ocorre lentamente.
Quanto aos factores visíveis procedentes desta deterioração, destacam-se o destacamento do betão,
provocado pelos choques térmicos resultantes de gradientes de temperatura muito acentuados que surgem
2
Este assunto será abordado de forma mais profunda aquando do estudo dos mecanismos de deterioração intrínsecos, no
capítulo 3.
24
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
entre uma superfície muito quente e um interior frio, o levantamento de cantos de pavimentos, de ambos os
lados de uma junta, ocorrendo geralmente em ambientes muito quentes onde as juntas são insuficientes
(Ferreira, 2000).
2.1.1.3. Acções biológicas
A deterioração de carácter biológico está associada à acção de bactérias que produzem ácidos e à deterioração
mecânica originada por líquenes, algas e raízes de plantas (Costa, et al., 1999). O desenvolvimento destes
organismos, que penetram nas estruturas de betão através das suas fendas e pontos fracos, pode provocar o
aumento de fissuração, fazer reter a humidade à superfície do betão e consequentemente promover a
deterioração do mesmo. O desenvolvimento de micro-organismos pode levar à formação de ácido húmico, que
ataca a pasta de cimento contribuindo para a deterioração do betão, Figura 2.14 (Ferreira, 2000).
Retenção de água
à superfície do
betão
(gelo/degelo)
Formação de ácido
húmico
Penetração em
fendas e pontos
fracos;
Sistema de águas
residuais (ácido
sulfúrico)
Fissuração
Figura 2.14 - Processos biológicos de deterioração do betão
Algumas das condições químicas e físicas que contribuem para o ataque bacteriológico são (Ferreira, 2000):

A temperatura adequada dos esgotos para actividade bacteriológica (35 a 39ºC);

A presença de enxofre e resíduos industriais no esgoto;

O sistema onde as águas residuais ficam retidas em condições estagnantes de escoamento;

A falta de ventilação.
Figura 2.15 - Ataque biológico em esgotos (Ferreira, 2000)
25
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
No entanto os processos biológicos não são muito comuns. Refere-se a excepção, do ataque biológico que se
verifica em sistemas de águas residuais, onde se desenvolve sulfuretos de hidrogénio, a partir de sulfato ou
proteínas das águas residuais, em condições anaeróbicas (ausência de oxigénio). Acima do nível da água o
sulfureto de hidrogénio pode ser oxidado por acção bacteriológica formando-se ácido sulfúrico que ataca o
betão (Ferreira, 2000). Tal processo está demonstrado na figura 2.16.
Figura 2.16 - Ataques biológicos em sistemas de águas residuais (CEB, 1992)
A diminuição da libertação de sulfuretos de hidrogénio pode ser obtida através da redução da turbulência na
tubagem e ao proceder a limpezas periódicas e, se possível, mantendo as tubagens bem ventiladas (Ferreira,
2000).
Em regiões costeiras, a probabilidade de desenvolvimento de microrganismos nas superfícies é maior nas zonas
situadas abaixo do nível de maré alta. Na zona submersa o crescimento de vegetação na superfície do betão
pode ter um efeito favorável em relação à sua protecção. As plantas consomem o oxigénio, antes que ele
penetre no betão por difusão, inibindo assim o processo de corrosão das armaduras e, consequentemente,
aumentando a durabilidade da estrutura (Brandão, 1998).
2.1.1.4. Acções químicas
A deterioração de natureza química, proveniente do exterior está associada à acção do dióxido de carbono e
gases industriais, iões agressivos, como, por exemplo, cloretos, sulfatos e magnésio, ácidos e águas puras
(Costa, et al., 1999).
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Acções dos ácidos
O betão, pelo facto de ser um material altamente alcalino, não se mostra muito resistente ao ataque por
ácidos. A sua deterioração provocada por esta acção ocorre da reacção entre os compostos do cimento e a
solução atacante, levando ao desenvolvimento de compostos que são lixiviados do betão, podendo também
permanecer numa forma não aderente ao betão, originando a perda progressiva de resistência (Gomes, 2008).
Na maioria dos casos, destas reacções resulta a formação de compostos de cálcio solúveis em água que são
depois libertados (Moreira, 2006) .
Devido à alcalinidade do betão, o ácido não consegue penetrar no betão denso, sem ser neutralizado à medida
que vai avançando em profundidade. Assim, não se pode dar uma deterioração no interior do betão, sem que a
pasta de cimento na superfície seja totalmente destruída, sendo a velocidade de penetração proporcional à
quantidade de material capaz de neutralizar o betão, nomeadamente o hidróxido de cálcio, o gel C-S-H e os
agregados. Na prática, o grau do ataque aumenta com o aumento da acidez, ocorrendo para valores do pH
abaixo de 6.5 sendo o ataque severo para valores inferiores a 4.5.
Se o ácido chegar até ao aço através da fissuração ou da porosidade do betão a corrosão irá ocorrer, o que
provocará um nível de degradação ainda maior no betão (Moreira, 2006).
No tabela 2.3, são apresentados alguns dos ácidos que podem degradar quimicamente o betão (Gomes, 2008).
Tabela 2.3 - Ácidos que causam ataque químico no betão (Gomes, 2008)
De referir ainda a acção das chuvas ácidas, que apresentando na sua composição CO2, pode atacar o betão. Na
Figura 2.18, seguinte apresenta-se esquematicamente este ataque.
27
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Figura 2.17 - Ataque de ácidos no betão (CEB, 1992)
O contacto do betão com soluções ácidas pode ocasionar uma redução da resistência à compressão até 65%,
dependendo do tipo de cimento, agente agressivo, consumo de cimento e razão a/c. Na Figura 2.19 é possível
observar o ataque do betão pelo ácido sulfúrico produzido por bactérias (Ferreira, 2000).
Figura 2.18 - As bactérias no sistema de esgoto produzem ácido sulfúrico que ataca o betão (Ferreira, 2000)
Por último, há que realçar a diferença entre o ataque por ácidos e o ataque por sulfatos ou álcalis. No primeiro
caso, o sistema de poros é destruído como um todo, uma vez que os ácidos reagem com todos os
componentes do cimento, enquanto no segundo caso apenas certos componentes são atacados, sendo a
permeabilidade do betão de extrema importância.
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Em casos de ataque leve por ácidos, um nível aceitável de protecção pode ser alcançado mediante a adopção
de medidas preventivas, nomeadamente, a redução da permeabilidade do betão, promover a secagem do
betão antes de este ser exposto aos ácidos e, através de tratamentos artificiais das superfícies expostas do
betão utilizando, como por exemplo alcatrão de carvão, pinturas de borracha e betuminosas, resinas epóxidas
e outros agentes. É no entanto importante que o revestimento seja aderente ao betão, e também, resistente
ao desgaste por acções mecânicas (Brandão, 1998).
Acções das águas puras
Águas puras são definidas como sendo águas que não contêm sais dissolvidos e, portanto, possuem uma
grande capacidade de dissolução, podendo desta maneira danificar seriamente a pasta de cimento, a partir da
lixiviação dos seus constituintes, degradando assim a estrutura porosa do betão. Consideram-se águas
quimicamente puras, entre outras, a água destilada, a água dos poços em regiões siliciosas, águas provenientes
da condensação ou degelo e algumas águas provenientes de montanhas. No entanto, águas que já contenham
sais dissolvidos têm a sua capacidade de dissolução bastante reduzida (Brandão, 1998).
A acção das águas puras decompõe determinados compostos do cimento através da dissolução do hidróxido de
cálcio, e, até determinado ponto, os compostos de alumina. A lixiviação contínua apenas deixa um resíduo
amorfo de sílica hidratada, óxido de ferro e alumina.
Este tipo de ataque revela-se, no entanto, geralmente muito lento, (Moreira, 2006), sendo que, para que os
danos sejam significativos, o ataque deverá ocorrer durante um longo período de tempo.
De modo a poder minimizar os danos provocados por estes ataques, poderá recorrer-se a algumas precauções,
nomeadamente minimizar a permeabilidade do betão, utilizar cimentos pozolânicos ou de alto-forno para
prevenir a dissolução do hidróxido de cálcio e promover tratamentos superficiais de modo a impedir o acesso
da água no betão (Brandão, 1998).
Figura 2.19 - Pilar de uma ponte afectado pelo ataque das águas puras (Appleton, et al., 2010)
29
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Ataque sulfático externo
O ataque por sulfatos pode ser distinguido tendo em conta a origem dos sulfatos, podendo ser provenientes do
exterior, reacção sulfática externa, ou dos componentes usados no fabrico do betão, reacção sulfática de
origem interna (Soares, et al., 2008). Neste ponto, será abordado o ataque por sulfatos provenientes do
ambiente exterior.
Os sulfatos no estado sólido não atacam o betão; no entanto, quando presentes em solução, reagem com a
pasta de cimento hidratada (Costa, et al., 1999).
Figura 2.20 - Superfícies degradadas por acção de reacções sulfáticas de origem externa (Costa, et al., 1999)
O ião sulfato ataca essencialmente os aluminatos hidratados do cimento endurecido formando-se etringite que
é, em presença de água em quantidade suficiente, um composto expansivo. Esta reacção pode ser de tal modo
expansiva que o volume final pode atingir duas vezes e meia o inicial. Como consequências, regista-se a
formação de tensões internas que originam fissuração irregular no betão, facilitando a penetração posterior de
mais substâncias agressivas e a consequente progressão da deterioração.
Os sulfatos podem ser encontrados em solos, dissolvidos em águas dos lençóis freáticos, em aterros contendo
resíduos industriais e também na água do mar (Brandão, 1998).
Para que o ataque sulfático externo ocorra, é necessário que se verifiquem em simultâneo as três condições
seguintes (Soares, et al., 2008)

Elevada permeabilidade do betão;

Ambiente rico em sulfatos;

Presença de água.
30
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________

Poros capilares (elevada A/C e baixa cura);

Micro-vazios
(baixa
A/C
e
inapropriada
compactação do betão fresco relacionada com a
inadequada trabalhabilidade;


Ambiente húmido
Micro
fissuras
(peso
e
ciclos
de
aquecimento/arrefecimento e gelo/degelo)

Água

Solo
Figura 2.21 - Representação da formação da etringite relacionada com a RSE (Adaptado de (Soares, et al., 2008))
Devido ao facto de o assunto das reacções sulfáticas de origem interna ser abordado em profundidade, num
capítulo posterior, não será aprofundado aqui.
Ataque dos cloretos
O ataque de cloretos distingue-se dos outros tipos de ataques químicos que degradam o betão, uma vez que o
resultado principal é a corrosão do aço, sendo apenas uma consequência desta corrosão a deterioração do
betão vizinho. É do conhecimento geral que a corrosão da armadura de aço no betão armado, uma das
principais causas de deterioração das estruturas de betão, é facilmente induzido pela presença de iões cloro.
Importa saber no entanto, quanto tempo demoram os iões cloro a passar do ambiente para o betão e alcançar
uma concentração suficiente para iniciar a corrosão da armadura (Ferreira, 2000).
O mecanismo de transporte dos cloretos no betão é complexo, podendo dar-se por difusão de iões ou por
sucção capilar, estando envolvidas reacções químicas e físicas na fixação dos cloretos. Parte dos iões podem
assim ser incorporada nos produtos de hidratação do cimento, ou seja, fixada quimicamente, sendo outra
parte fixada fisicamente e absorvida na superfície dos microporos. Apenas uma terceira parte de cloretos,
designados por livres, que se deslocam de um local para o outro, é que é capaz de destruir a camada passiva na
superfície da armadura de aço, iniciando-se assim o processo de corrosão das armaduras. No entanto, é de
realçar o facto de a distribuição dos cloretos por cada uma das três partes não ser constante (Ferreira, 2000).
A penetração de cloretos a partir do ambiente exterior devida aos vários mecanismos de transporte provoca
um aumento da concentração de cloretos nas camadas superfíciais do betão, que vai diminuindo
sucessivamente para o interior. A Figura 2.23, representa essa concentração de cloretos relativamente à
distância à superfície de um betão exposto ao ambiente marítimo, designando-se por perfil de concentração de
31
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
cloretos. Um perfil de cloretos vai variando ao longo do tempo à medida que uma maior quantidade de
cloretos vai penetrando do exterior e os cloretos já presentes no betão tendem a penetrar mais para o interior
(Costa, et al., 1999).
Figura 2.22 - Evolução do perfil de cloretos no tempo (Costa, et al., 1999)
Quando as condições ambientais são variáveis, como por exemplo na zona atmosférica e na zona de
rebentação do ambiente marítimo, a humidade da zona superficial do betão varia ao longo do tempo. O
mecanismo de penetração das camadas superficiais processa-se de acordo com o exposto na Figura 2.24.
Figura 2.23 - Mecanismos de penetração de cloretos na zona atmosférica e de rebentação (Costa, 1997)
32
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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A concentração de cloretos nas camadas superficiais do betão vai variando ao longo do tempo atingindo um
valor máximo no interior do betão. Os mecanismos de transporte referidos anteriormente processam-se
sequencialmente, sendo que na zona superficial o transporte se dá por convecção devido à sucção capilar e no
interior do betão este faz-se essencialmente por difusão (Costa, et al., 1999).
Na prática, a prevenção da corrosão está na verificação da penetração dos cloretos pela camada de
recobrimento do betão. Pode assim reduzir-se o início da corrosão através do uso de determinados materiais
cimentícios, que promovem uma redução da permeabilidade do betão, ampliando assim a sua resistência
(Gomes, 2008).
Ataque por dióxido de carbono
Os ataques por dióxido de carbono, em conjunto com a penetração de cloretos, referida no ponto anterior,
revelam-se como os principais condicionantes da corrosão das armaduras. Este fenómeno ocorre
naturalmente, sempre que uma estrutura de betão está exposta a dióxido de carbono (CO2), tendo como
principal consequência a redução da alcalinidade da pasta de cimento, responsável, juntamente com outros
factores, pela protecção das armaduras contra a corrosão.
Praticamente todos os constituintes do cimento hidratado são susceptíveis ao ataque por CO2, sendo que os
factores que mais contribuem para a intensidade do ataque são as condições ambientais e, principalmente, a
quantidade de CO2 agressivo (Brandão, 1998).
Este processo começa, com a penetração do CO2 no betão através da sua estrutura porosa e do processo de
difusão, dissolvendo-se posteriormente na água presente nos poros, reagindo assim com o hidróxido de cálcio.
Desta reacção resulta o carbonato de cálcio (CaCO3), praticamente insolúvel em água, contribuindo assim para
a obstrução da estrutura porosa do betão, aumentando assim a sua resistência e densidade. Esta reacção vai
ocorrer enquanto houver hidróxido de cálcio disponível.
O CO2 pode ser encontrado na atmosfera (variando entre os 0,03% e 1,2%), existindo em maior abundância em
centros urbanos e áreas industrializadas, existindo também dissolvido em água, como por exemplo na água do
mar, ou da chuva ácida que penetra no solo, onde a concentração do CO 2 livre pode ser elevada devido à
decomposição vegetal (Brandão, 1998).
Tendo em vista a minimização deste ataque, poderão ser tomadas algumas medidas, nomeadamente a
minimização da permeabilidade, evitar o uso de cimentos pozolânicos, pois são menos resistentes à acção do
CO2. No caso do betão armado, há que adoptar recobrimentos adequados, recorrendo à protecção do betão
mediante a cristalização dos poros nas superfícies expostas ao meio agressivo. Deve ainda existir a
preocupação em evitar o contacto do betão com o CO2 durante o processo de endurecimento, visto que
poderá afectar a sua resistência ao desgaste e a permeabilidade da superfície de acabamento (Brandão, 1998).
33
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Ataque pela água do mar
Apesar de expor este ponto nas acções de origem química, o ataque da água do mar é caracterizado não só por
acções de origem química como também de origem física. Assim, a acção física das ondas sujeita o betão a
cargas de impacto, provocando a erosão da superfície por desgaste e cavitação. A origem química destes
ataques está relacionada com os constituintes agressivos da água do mar, nomeadamente sais como os
cloretos de sódio, magnésio e potássio, sulfatos de magnésio, cálcio e potássio, sendo o teor de cloretos muito
superior à de sulfatos (Brandão, 1998).
O mecanismo do ataque químico envolve dois aspectos principais: a penetração das substâncias agressivas e a
subsequente reacção com os produtos hidratados da pasta de cimento susceptíveis de ser atacados. (Costa, et
al., 1999) O ataque do ambiente marítimo pode, então, ser dividido em três zonas distintas em função do
posicionamento do elemento de betão armado em relação ao nível do mar.
Figura 2.24 - Mecanismo do ataque químico pela água do mar (Appleton, et al., 2010)
Como é possível identificar na Figura 2.25, distingue-se zona atmosférica, zona de maré e zona submersa.
Assim, (Ferreira, 2000):

Zona atmosférica: situa-se acima da zona de maré alta, não estando directamente em contacto com a
água do mar, estando no entanto, exposta ao ar atmosférico, acção de geadas e de sais transportados
pelo vento. A fendilhação devida à corrosão das armaduras ou aos ciclos de gelo/degelo é o fenómeno
mais deteriorante e frequente nesta zona;

Zona de maré: encontra-se situada entre marés, estando sujeita a ciclos alternativos de
molhagem/secagem, gelo/degelo, impacto das ondas e de gelo flutuante, abrasão de areias e corrosão
das armaduras. É por isso uma zona extremamente fustigada pela acção da água do mar;
34
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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
Zona submersa: revela-se relativamente estável, onde a acção do gelo/degelo e corrosão das
armaduras não ocorrem. A acção de deterioração predominante é o ataque químico que provoca
perda de resistência.
É importante realçar que, em geral, não existem limites bem definidos entre zonas e que, como foi visto, cada
zona corre riscos específicos de deterioração.
A densidade do betão, o tipo e a dosagem de cimento desempenham um papel essencial na resistência do
betão à água do mar. Betões produzidos com aluminatos de cálcio, cimentos supersulfatados e aqueles que
contêm materiais cimentícios adicionais, apresentam um melhor comportamento nesta situação (Ferreira,
2000).
Figura 2.25 - Deterioração de estacas pelo ataque químico da água do mar (Appleton, et al., 2009/2010)
2.2.2. Mecanismos intrínsecos de deterioração
Mecanismos intrínsecos de deterioração são mecanismos que provêm de substâncias internas do betão,
nomeadamente as reacções entre os álcalis e os agregados, as reacções sulfáticas de origem interna e a
fendilhação devida à retracção e ao assentamento plástico do betão, sendo as primeiras de uma importância
mais acentuada. Neste caso, as substâncias já estão presentes no betão, sendo transportadas na direcção das
substâncias reactivas para que se desenvolva a reacção. Uma das condições necessárias à existência de
reacções químicas no interior do betão, num grau de relevância prática, é presença de água, quer sob a forma
líquida, quer gasosa.
Sendo este o objectivo principal da presente dissertação - reacções entre os álcalis e os agregados, e as
reacções sulfáticas internas, ele será objecto de discussão nos próximos capítulos.
35
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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3.
Reacções álcalis – agregado
O primeiro relato do aparecimento deste mecanismo de degradação do betão remonta a 1940, sendo que, em
Portugal, a primeira estrutura na qual este foi detectado foi a barragem de Pracana, Figura 3.1, em meados de
1980. Apesar disso, apenas em meados dos anos 90, com a descoberta do caso do Viaduto Duarte Pacheco em
Lisboa, é que o meio técnico tomou consciência desta anomalia no betão.
Figura 3.1 - Barragem de Pacrana (panoramico)
Actualmente, apesar de já haver algumas dezenas de estruturas recenseadas como estando afectadas por esta
anomalia em território nacional, é expectável que este valor aumente rapidamente, resultado dos
condicionalismos geológicos, da não aplicação e, nalguns casos, insuficiente dispositivo normativo nacional
(Silva, 2005).
A degradação do betão por acções químicas, como referido, é um fenómeno extremamente complexo,
envolvendo diversos parâmetros nem sempre fáceis de separar e que actuam em diferentes graus de acordo
com a composição do betão (natureza e proporções dos diferentes constituintes) e as condições a que este
está exposto (Reis, et al., 1997).
As reacções álcalis - agregado (RAA) são reacções químicas que se desenvolvem entre certos tipos de minerais
3
-
dos agregados e os iões alcalinos , e hidroxilos (OH ) presentes na solução intersticial da pasta de cimento no
betão. Tais reacções, que são de dissolução, ocorrem como consequência da elevada solubilidade que
determinadas formas amorfas, desordenadas ou mal cristalizadas de sílica, Figura 3.2, apresentam em soluções
muito alcalinas. Esta reacção leva a formação de um gel higroscópio alcalino (Silva, 2005).
3
No contexto destas reacções, por iões alcalinos entendem-se os iões sódio e potássio (Silva, 2005);
36
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 3.2 - Representação esquemática do ataque dos álcalis à (a) sílica bem cristalizada e (b) mal cristalizada (Silva,
2005)
Na generalidade, estas reacções são de carácter fortemente expansivo, levando ao desenvolvimento de
tensões internas no betão e consequente fissuração, sendo frequentemente acompanhadas do aparecimento
de eflorescências e exsudações à superfície do betão (Silva, 2005).
Apesar de, por norma, estas reacções não serem apresentadas como causa primária do colapso ou necessidade
de colapso da estrutura, é inevitável associá-las a uma diminuição significativa da durabilidade do betão.
Efectivamente, a fissuração daí resultante pode ir favorecendo outros processos de deterioração,
nomeadamente, no caso do betão armado, a carbonatação e consequente corrosão das armaduras (Reis, et al.,
1997).
Consensualmente, nomeiam-se três tipos distintos de reacções álcalis-agregado:
i)
reacções álcalis-sílica,
ii)
reacções álcalis-silicato e iii) reacções álcalis-carbonato (RAC).
i)
A reacção álcalis-sílica (RAS), foi a primeira a ser identificada, verificando-se que, em geral, se processa a uma
velocidade relativamente elevada. Revela-se ainda como o tipo de reacção álcalis-agregado mais frequente e
que tem recebido, também por isso, maior atenção, sendo objecto de intensa investigação apesar da
controvérsia sobre os seus mecanismos, bem como sobre a forma da criação das forças expansivas.
A RAS corresponde, essencialmente, a um ataque a certas formas de sílica reactiva (quartzo, opala, calcedónia),
possuindo uma estrutura mais ou menos desordenada (revelando-se por isso instável num meio de elevado
+
+
-
pH), pelos iões alcalinos (Na e K ) e hidroxilos (OH ) presentes na solução intersticial do betão, produzindo um
gel silicato alcalino. A velocidade deste ataque dependerá da concentração dos hidróxidos alcalinos na solução
intersticial e da estrutura de sílica.
37
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Provenientes das reacções de hidratação do cimento, os hidróxidos de cálcio, Ca(OH)2, também designados por
2+
portlandite, são a principal fonte dos iões de cálcio, Ca , que penetram no gel formado. Dá-se origem então no
betão, em torno dos agregados, a um gel de silicatos de cálcio, sódio e potássio de composição variável. Estes
geles, pela sua capacidade em absorver a água, geram forças expansivas, como referido (Silva, 2005). A
composição deste gel álcalis-sílica varia assim: SiO2 de 28 a 86%, K2O de 0,4 a 19%, Na2O de 0 a 20% e CaO de
0,1 a 60% (Soares, et al., 2008).
São estas forças expansivas internas que, produzindo tensões de tracção dentro do betão ou da argamassa,
levam à fissuração do betão e, como tudo um pouco nestas reacções, a intensidade da força expansiva varia
com a quantidade total de gel formado de um modo ainda não bem compreendido (Silva, 2005). No entanto,
verifica-se que, em betões onde a porosidade é elevada, o gel acomoda-se no volume de vazios existentes na
vizinhança dos agregados, não provocando assim a fendilhação do betão. Contrariamente, nas situações em
que a expansão origina a fendilhação do betão, as fendas podem abrir significativamente caso o betão seque,
em consequência da retracção do gel ao perder água (Costa, et al., 1999).
É hoje em dia consensual o papel de extrema importância que o hidróxido de cálcio representa no
desenvolvimento da RAS e consequente expansão, identificado quer como fonte primária de iões hidroxilos,
permitindo assim a reacção entre estes iões alcalinos com a sílica reactiva, quer na mobilização das forças
expansivas.
ii)
Outra das reacções apresentadas acima são as reacções álcalis-silicato, também denominadas por reacção
álcalis-sílica de expansão lenta e retardada: semelhante à reacção anteriormente descrita, exceptuando o facto
de o constituinte reactivo do agregado não ser a sílica livre, mas sim a sílica presente como constituinte em
sistemas siliciosos polifásicos (ex: granitos, xistos, grauvaques) (Silva, 2005).
Este facto leva a que o mecanismo da reacção expansiva seja análogo ao da reacção álcalis-sílica, existindo
provavelmente algumas diferenças ao nível do comportamento químico e físico dos geles e outros produtos de
reacção formados e ao nível do tempo de reacção, sendo efectivamente a mais lenta dos três tipos de reacções
apresentadas. Pode também verificar-se a coexistência deste tipo de reacção, com a reacção álcalis-sílica, pois
normalmente nas rochas contendo filossilicatos4 existe quartzo microcristalino.
Resultado das relações intrínsecas existentes entre as reacções álcalis-sílica e álcalis-silicato, estes dois tipos de
reacção são frequentemente englobados num mesmo termo geral reacção álcalis-sílica (RAS), terminologia que
foi adoptada também na presente dissertação.
iii)
Por fim, tem-se as reacções álcalis-carbonato, que envolvem a reacção entre os iões hidróxilos e alcalinos
5
com certos dolomitos argilosos . Esta reacção é explicada por uma desdolomitização, ou seja, uma
4
Subdivisão do grupo dos silicatos. A estrutura cristalina apresenta camadas paralelas de que resulta a clivagem basal
perfeita. Pertencem a esta divisão as micas, clorites e cloritóides, talco, serpentina e pirofilite, bem como minerais das
argilas (caulinites, montmorilonóides e ilites) (Silva, 2005).
5
Rochas sedimentares (superior a 50% de carbonatos), em que o carbonato duplo de cálcio e magnésio (dolomite) entra
em quantidade superior à do carbonato de cálcio (Silva, 2005).
38
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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decomposição do carbonato duplo de cálcio e magnésio em meio alcalino da solução do betão. A expansão,
processa-se de forma muito rápida e com intensa fissuração do betão e não está associada à formação de geles
expansivos, mas sim à desdolomitização, Figura 3.3, essencialmente como resultado da absorção da água pelos
minerais argilosos que ficam expostos no decorrer do processo (Silva, 2005).
Figura 3.3 - Observação ao microscópio petrográfico de lâminas delgadas de betão evidenciando o processo de
desdolomitização através da ocorrência de orlas de alteração e de fissuras num agregado dolomítico (Silva, 2005)
Um aspecto característico destas reacções é a formação de zonas de reacção, que podem atingir 2mm de
largura em torno das partículas dos agregados. A fendilhação referida, desenvolve-se extensivamente no seio
destes anéis tanto em paralelo à interface como numa direcção radial; as fendas radiais estendem-se
lentamente juntando-se a outras fendas na pasta, levando ao desenvolvimento de uma rede de fendas, à perda
de adesão entre agregado e a pasta e à eventual deterioração do betão (Gomes, 2008).
No entanto, regista-se que esta reacção é muito pouco frequente, afectando sobretudo o Canadá e a China. No
nosso país, apenas foi verificado um caso confirmado de desdolomitização, associado no entanto a um ataque
por sulfatos (Reis, et al., 1997).
De tudo o que foi descrito, conclui-se que as reacções RAS, são as que apresentam maior frequência de
ocorrência, pelo que serão analisadas em pormenor no presente capítulo.
3.1.
Reacções álcalis-sílica e álcalis-silicato – RAS
As RAS apresentam-se como uma das condicionantes da durabilidade das estruturas de betão armado,
enquadrando-se nas reacções expansivas de origem interna. Podem definir-se como uma manifestação
patológica que se desenvolve normalmente a longo prazo e para a qual não existem ainda soluções aceitáveis
mas apenas alguns métodos de mitigação (Barreto, et al., 2008).
Como referido, a descoberta das reacções RAA (reacções álcalis-agregado) como causa de deterioração do
betão remonta aos anos 40, sendo estas reacções caso de estudos extremamente detalhados, tendo sido
39
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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apresentadas recomendações técnicas como forma de prevenção deste problema. No entanto, verificou-se que
estas recomendações não eram suficientes, uma vez que, em estruturas de betão construídas durante os anos
50 de acordo com essas normas, foram identificados enormes problemas de fendilhação. Concluiu-se que
vários factores contribuíram para este feito, nomeadamente o facto de as recomendações existentes à data
apenas se debruçarem sobre o cimento, não havendo qualquer referência a reactividade intrínseca dos
agregados, uma vez que neste tempo os agregados eram considerados como quimicamente inactivos (Castro,
et al.).
A partir daí, foi então desenvolvida ao longo de vários anos uma intensa investigação, onde se apresentaram
bases para o conhecimento das RAS e, apesar de se terem verificado avanços significativos, algumas delas
ainda são consideradas válidas, nomeadamente (Silva, 2005), a fissuração desordenada do betão pode ser
causada por agregados contendo opala6 e cherte7 e a expansão deletéria apenas ocorre com cimentos cujo
teor de álcalis (em massa) seja superior a 0,6%.
Hoje em dia, existem basicamente dois tipos de modelos do mecanismo reaccional da RAS: o modelo
topoquímico e o modelo de dissolução-precipitação. Segundo o primeiro, a RAS apenas se desenvolve num
ponto fixo, isto é, na superfície dos agregados reactivos, sem que se verifique necessariamente a passagem
para a solução de espécies reactivas provenientes do agregado. Contrariamente, o modelo de dissoluçãoprecipitação, baseando-se no princípio de Le Chatelier8, afirma que a RAS se desenvolve na solução intersticial
após a passagem ao estado iónico das diferentes espécies reactivas.
Apesar das divergências apresentadas, nomeadamente no mecanismo expansivo do gel, os dois mecanismos
referidos possuem pontos em comum, sendo que ambos se apoiam na noção de que os geles de sílica são os
produtos responsáveis pela expansão encontrando-se nas estruturas de betão degradadas por RAS, em poros
na pasta de cimento, fissuras e zonas de interface agregado/pasta (Silva, 2005).
Na generalidade, são designadas três fases no desenvolvimento da expansão provocada pelas RAS (Figura 3.4):
uma primeira, onde a expansão se desenvolve com uma taxa aproximadamente semelhante; na segunda, a
taxa de expansão sofre um crescimento; finalmente, na terceira e última, a extensão é aproximadamente
contínua (Castro, et al.).
6
Opala - Hidrogel sólido de sílica no estado amorfo, de origem frequentemente sedimentar (Silva, 2005).
Cherte - Rocha sedimentar de origem coloidal constituída por quartzo criptocristalino e calcedónia (Silva, 2005).
8
A regra, conhecida como o princípio de Le Chatelier, diz que se um sistema em equilíbrio for perturbado externamente,
ajusta-se de forma a minimizar a acção dessa perturbação (ex: variações na concentração, pressão, volume ou
temperatura) (Silva, 2005).
7
40
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 3.4 - Tempo de desenvolvimento da RAS (Castro, et al.)
O mecanismo da RAS assenta assim no controlo do teor de iões alcalinos e dos iões cálcio na solução intersticial
no betão. De salientar, no entanto, o facto de este controlo ser dificultado se ocorrer um aumento dos seus
teores por via interna ou pelo ingresso a partir de fontes externas.
Este mecanismo de RAS pode sintetizar-se em duas etapas principais: (1) ataque dos agregados reactivos, (2)
desenvolvimento de geles expansivos (Silva, 2005), sendo seguidamente desenvolvidas cada uma destas
etapas, de acordo com cada tipo de mecanismo descrito atrás.
3.1.1.
Ataque dos agregados reactivos
3.1.1.1. Modelo topoquímico
Como referido, a principal fonte de iões hidróxidos para a solução intersticial é o hidróxido de cálcio formado
durante a reacção de hidratação do cimento portland, presente no sistema como hidróxido cristalino.
Pode-se descrever esta etapa, em duas fases distintas.
Numa primeira fase do mecanismo topoquímico, os agregados são atacados, sobretudo à superfície, pelos iões
hidroxilos e álcalis, verificando-se que os agregados que contêm sílica mal cristalizada são os mais vulneráveis.
Esta reacção mostra-se lenta, havendo a produção, embora discreta, de iões silicatos que passam à fase fluida.
Por outro lado, a sílica mal cristalizada permite a penetração dos iões hidroxilos e álcalis para o seu interior,
provocando a sua posterior dissolução.
Posteriormente, numa segunda fase, dá-se a reacção química entre os iões hidroxilos e álcalis com a sílica,
formando-se o gel. De forma a manter a electroneutralidade, os iões Na+ ou K+ difundem-se para o interior do
41
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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agregado ionizado, sendo adsorvidos9, tendendo a formar esferas de hidratação por atracção da água. Assim, a
sua presença é propícia ao aumento da tendência para absorver água, formando um gel hidratado sílicoalcalino (Silva, 2005).
3.1.1.2. Modelo de dissolução-precipitação
Contrariamente ao modelo topoquímico, neste modelo, a formação do gel sílico-alcalino expansivo pode
ocorrer em qualquer parte do betão e não só em contacto com o agregado reactivo. No entanto, a fase inicial
deste modelo corresponde ao ataque da superfície de sílica, por um processo topoquímico, com quebras de
pontes siloxano, consumo de iões hidroxilos e adsorção química dos iões alcalinos e hidroxilos pelo gel de sílica
formado à superfície, que assim fica ionizado. Este gel, que cobre o grão de sílica, sendo relativamente solúvel
difunde-se na solução intersticial. Num meio rico em iões alcalinos e hidroxilos, o encontro entre iões silicato e
o de cálcio leva à precipitação de silicatos de cálcio hidratados (C-S-H) e/ou silicatos de cálcio e álcalis
hidratados (C-K-S-H). A natureza dos produtos de reacção formados, geles ou produtos cristalizados, depende
das concentrações locais da solução em sílica, cálcio e álcalis (Silva, 2005).
3.1.2.
Desenvolvimento dos geles expansivos
3.1.2.1. Modelo topoquímico
De acordo com o presente modelo, pode-se dividir o processo de expansão em duas fases distintas: a fase de
hidratação do gel seguida de um aumento de volume, e a fase de difusão do gel na pasta.
Na primeira fase, hidratação do gel sílico-alcalino, a existência de uma diferença de potencial químico entre a
solução contida no gel e a solução intersticial leva a uma maior adsorção de água pelo gel. A expansão que
ocorre é explicada fundamentalmente por duas teorias: pressão osmótica e pressão de embebição,
distinguindo-se estas duas teorias apenas do ponto de vista formal (Silva, 2005).
Esta capacidade de absorção de água provoca a expansão do gel, sendo esta controlada pela relação entre a
velocidade de formação dos produtos de reacção e a velocidade de dissipação do gel, pelo que a expansão
apenas ocorrerá se a velocidade de formação e hidratação deste se der a uma velocidade superior à velocidade
de dissipação do gel no betão, ficando este com um potencial de expansão residual que poderá posteriormente
desenvolver-se se houver fornecimento de água (Silva, 2005). Esta velocidade de dissipação está inteiramente
relacionada com a permeabilidade, viscosidade e porosidade do betão.
No entanto, a ausência de referência ao papel que o ião cálcio desempenha em todo o processo, torna-se uma
limitação deste modelo. Efectivamente, segundo diversos autores, a partir de ensaios a diferentes betões
afectados por RAS, o cálcio revela-se como um dos principais constituintes dos geles da reacção. Tais
9
Processo pelo qual uma substância (gás ou líquido) adere à superfície de outra (sólido). Na adsorção, verifica-se a
formação de uma camada de gás ou líquido sobre a superfície do sólido. A adsorção pode ser química ou física. Na adsorção
química, a substância adsorvida reage com a superfície do adsorvente havendo a formação de ligações químicas. Neste tipo
de adsorção, forma-se uma única camada de substância adsorvida na superfície do adsorvente. Por sua vez, na adsorção
física, não há formação de ligações químicas. As moléculas são adsorvidas através de forças de Van der Walls. Para este tipo
de adsorção, pode-se ter várias camadas de moléculas adsorvidas (Silva, 2005).
42
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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constatações levaram a que alguns autores incluíssem neste modelo uma etapa adicional sobre a intervenção
dos iões cálcio.
Assim, segundo Poole (Figura 3.5), ocorre uma distorção da estrutura de sílica em resultado da quebra das
ligações siloxano adjacentes aos grupos silanol Si-OH. À medida que estas ligações são quebradas, formam-se
novas ligações com os iões Na+ e K+, que vão penetrando na estrutura, definindo-se assim como sendo um
sistema dinâmico. Quanto mais aberta se encontrar a estrutura e maior for o estado de hidratação desta, mais
rapidamente é atacada. Quanto aos iões cálcio, devido à sua dupla carga positiva e à sua capacidade de
adsorver grandes quantidades de moléculas de água, tendem a permanecer próximos da superfície do gel, em
desenvolvimento com uma fase C-S-H, que é menos solúvel em solução alcalina do que os geles de sódio e
potássio. À medida que se dá a expansão do gel por absorção de água, a rede abre-se o suficiente para permitir
a penetração dos iões cálcio, que substituem os iões Na+ e K+ regenera-os, permitindo assim que a reacção
continue (Silva, 2005).
Figura 3.5 - Representações esquemáticas da quebra a estrutura de materiais siliciosos reactivos hidratados com
formação de um gel álcalis-sílica como resultado do ataque de hidróxidos de Na+ e K+ em solução (Silva, 2005)
43
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Para Chatterji e colaboradores, sendo o Ca(OH)2 o factor determinante para a penetração dos iões Na+, K+ e OH, bem como a principal fonte de iões hidroxilos, importantes no ataque ao grão reactivo para que se libertem
iões de sílica, a velocidade de migração da sílica para fora do grão é directamente proporcional à concentração
local do mesmo.
Já para Wang e Gillot, devido ao facto de a solubilidade do NaOH e do KOH ser maior do que a do Ca(OH)2,
+
+
2+
+
juntando o facto de o raio hidráulico dos iões Na e de K ser mais reduzido do que o dos iões Ca , aqueles (Na
+
e K ) difundem-se para as zonas reaccionais antes de estes últimos (Silva, 2005)
Para outros autores, a expansão ocorre devido a um fenómeno de repulsão entre as duplas camadas
electrónicas situadas na superfície dos grãos de sílica, sendo maior quando nessa dupla camada os iões
2+
alcalinos estão em maior quantidade do que os iões ca , apesar de ser uma situação pouco provável em
betões convencionais.
2+
Finalmente, segundo os trabalhos de Hou, Struble e Kirkpatic, o efeito dos iões Ca , verifica-se primeiramente
quando este ião reage localmente com a sílica dissolvida para formar geles C-S-H, sendo seguida do consumo
da sílica dissolvida do agregado com o C-S-H, ficando a restante em solução para formar gel K-S-H, que ao
difundir-se pela pasta do betão, reage com a portlandite e C-S-H para formar o gel expansivo C-K-S-H (Silva,
2005).
3.1.2.2. Modelo de dissolução-precipitação
De acordo com o presente modelo, a expansão é atribuída à pressão de cristalização dos produtos da reacção.
Embora os produtos cristalizados também sejam detectados nos betões afectados por RAS, são considerados
de uma forma unânime a última etapa na evolução da reacção (Silva, 2005).
3.2.
Factores condicionantes da RAS
De acordo com o que foi dito nas teorias apresentadas para o mecanismo da RAS, os factores que promovem o
desenvolvimento da RAS no betão são os seguintes (Silva, 2005):

Alcalinidade suficientemente elevada da solução intersticial do betão;

Existência de agregados reactivos com concentrações dentro duma gama crítica;

Humidade elevada.
Verifica-se que a RAS só ocorrerá quando se verificarem todos estes efeitos. Assim, se um deles não se
verificar, não se verificará a degradação do betão, não tendo que ser tomadas medidas adicionais para prevenir
44
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
a RAS. Nas especificações em vigor, procura-se assim excluir pelo menos um destes factores referidos, de modo
a evitar a deterioração do betão por RAS (Reis, et al., 1997).
Para além destes factores, podem ainda referir-se outros factores que podem influenciar a ocorrência das RAS
em Portugal continental, nomeadamente factores climáticos, litológicos e o tipo de cimento.
3.2.1. Álcalis no betão
Os álcalis no betão resultam na sua maioria dos produtos de hidratação do cimento, de onde provém uma
solução intersticial do betão rica essencialmente em hidróxidos de cálcio, sódio e potássio, podendo afirmar-se
que a concentração destes iões na solução intersticial está directamente relacionada com o teor de álcalis no
cimento anidro. De modo a caracterizar a influência dos iões álcalis (sódio e potássio) no risco das RAS, o teor
destes é expresso em termos de Na2O equivalente, que é calculado pela seguinte fórmula, (Silva, 2005):
Na2Oeq = Na2O + 0,658K2O
(3.1)
em que 0,658 corresponde à razão entre as massas moleculares do Na2O e K2O.
Como referido, hoje em dia, o teor de álcalis no cimento na preparação do betão, está limitado a um valor de
0,6% (E 461, 2007).
Para além do cimento, pode-se referir outras possíveis fontes de álcalis, nomeadamente a água de amassadura,
adições, agentes descongelantes, e mesmo os próprios agregados contendo minerais ricos em álcalis, como por
exemplo feldspatos e micas. Nem todos os álcalis presentes no betão contribuem para o ataque à sílica
reactiva, sendo que neste apenas participam os “álcalis activos”, considerados como tal os álcalis que não ficam
presos à estrutura cristalina dos silicatos de cálcio hidratados, ou nos próprios agregados.
Relativamente à contribuição dos agregados para os álcalis activos, verifica-se que existe uma quantidade
significativa de álcalis que são libertados para o betão, sendo que, no caso dos agregados de natureza granítica,
esta quantidade de álcalis é particularmente elevada (Silva, 2005).
Verifica-se ainda que a melhor garantia para impedir a RAS será a de impor um valor limite para o teor de
álcalis activos no betão, já que, como alguns autores demonstraram, um teor elevado de cimento no betão
contribui com mais álcalis do que um betão com menos cimento do mesmo tipo, Figura 3.6.
45
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 3.6 - Relação entre o teor de álcalis activos do cimento e a dosagem de cimento no betão e o resultante potencial
para a RAS (Silva, 2005)
Este valor tomou inicialmente, na maioria dos países, o limite de 3,0 kg/m3 de Na2Oeq de álcalis solúveis no
betão. No entanto, com o decorrer do tempo e dos estudos sobre o assunto, mostrou-se necessário definir
diferentes valores limite em função da classe de reactividade dos agregados (Silva, 2005).
De referir ainda o facto de, para quantidades semelhantes de álcalis, ocorrerem variações significativas de
expansibilidade, diferenças que podem resultar de um dos seguintes factores, (Barreto, et al., 2008):

Diferentes velocidades na libertação de álcalis no cimento;

Variações na relação sódio / potássio dos cimentos;

Diferentes velocidades no desenvolvimento da força expansiva.
3.2.2. Agregados reactivos
A segunda condição para a RAS no betão é a presença de agregados reactivos aos álcalis que, no caso da sílica
reactiva, pode ser muito variável, tendendo a ser tanto maior quanto mais fina e mais desordenada for a sua
estrutura cristalina.
Como referido no capítulo anterior, os agregados podem provir de rochas ígneas, metamórficas ou
sedimentares, verificando-se que agregados provenientes de uma mesma rocha podem apresentar diferentes
reactividades potenciais, factor associado a uma diferente história geológica (Silva, 2005).
Materiais geológicos que sempre foram considerados como excelentes agregados para o fabrico do betão
estão agora a ser postos em causa, pois podem conter constituintes reactivos aos álcalis o que pode implicar as
reacções álcalis – agregado, tornando-se cada vez mais importante o conhecimento da aptidão dos materiais
geológicos para a sua utilização como agregados do betão (Gomes, 2008).
O factor mais importante que determina a reactividade de um agregado é a proporção de sílica reactiva.
Efectivamente, para uma dada quantidade de álcalis no betão e de acordo com condições ambientais
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
específicas, verifica-se existir um determinado teor mais desfavorável, ou crítico, de sílica reactiva disponível
que conduz a uma extensão máxima (Silva, 2005).
É interessante notar que a expansão aumenta com a quantidade de sílica reactiva apenas até a um
determinado limite e que para quantidades mais elevadas de sílica a expansão diminui, figura 3.7, concluindose que existe então uma certa quantidade de sílica reactiva que origina uma expansão máxima do betão. Este
teor crítico depende da qualidade do betão, sendo mais elevado em betões com menor razão água-cimento e
maior quantidade de cimento. A razão entre os teores de sílica reactiva e de álcalis que conduzem a uma
expansão máxima é geralmente da ordem de 3,5 a 5,5.
3
Figura 3.7 - Comportamento péssimo para uma argamassa com teor em álcalis de 6 kg/m e razões água/cimento e
agregado/cimento de 0,4 e 2,75, respectivamente (Cristino, 2008)
Conclui-se assim que, variando o teor de sílica reactiva no betão é possível afastar a razão sílica-álcalis do valor
crítico. Efectivamente, verificou-se que a expansão causada por esta reacção pode ser eliminada ou reduzida
pela adição de sílica reactiva, na forma de um pó muito fino, em quantidades adequadas à composição do
betão (Costa, et al., 1999). Devido à reacção entre iões hidroxilos e a sílica reactiva estar restrita à superfície do
grão de agregado, o grau de expansão do betão é influenciado principalmente pela superfície do agregado e
pela sua granulometria, remetendo para uma segundo plano a influência da sua textura e forma (Silva, 2005).
3.2.3. Humidade elevada
Finalmente, no que diz respeito à humidade, a água tem um duplo efeito nas RAS, funcionando quer como
agente reactivo, influenciando a velocidade de expansão no momento da formação dos produtos da reacção,
quer igualmente como meio de transporte das diferentes elementos reactivos (Silva, 2005).
A exposição à humidade é frequente nos betões, embora estejam mais vulneráveis as seguintes estruturas
(Barreto, et al., 2008):
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________

Expostas a ambientes quentes e húmidos;

Submetidas a ciclos de molhagem e secagem;

Superfícies de betões em contacto com o solo saturado.
Vários valores críticos de humidade relativa (HR) têm vindo a ser associados à ocorrência de RAS no betão,
variando estes sempre entre valores superiores a 80 – 85%, verificando-se também a existência de uma relação
entre a humidade e a temperatura: com o aumento da temperatura, regista-se uma necessidade de valores
críticos de humidade menores para que ocorra a RAS, verificando-se por exemplo expansões significativas para
valores de 70% de HR a 38 ºC (Silva, 2005). No entanto, apesar de a velocidade da reacção e formação do gel
aumentar com a temperatura, a sua viscosidade diminui, permitindo a dissolução do gel mais facilmente nas
fissuras e poros do betão, podendo dissipar-se em parte a expansão (Barreto, et al., 2008).
Também no que diz respeito aos teores de álcalis no betão, parece haver uma relação entre este teor e a HR
necessária para o desenvolvimento da RAS, sucedendo que, para um aumento no teor de álcalis, a HR
necessária ao desenvolvimento da RAS é menor. Inevitavelmente, a humidade aumenta proporcionalmente à
profundidade para o interior do betão, pelo que todas as estruturas devem ser consideradas susceptíveis à
RAS, exceptuando os casos em que os betões conseguem autonomamente regular a humidade interna para um
valor inferior a 80%, e estão permanentemente protegidos das condições atmosféricas e de outras fontes de
humidade (Silva, 2005).
3.2.4. Factores climáticos, litológicos, e cimentos
Procedendo a uma análise sumária destes factores, verifica-se que a nível climático, apesar de haver
diferenciações entre o Norte e o Sul, e entre o interior e o litoral, o nosso país apresenta um clima temperado
atlântico, não oferecendo, comparativamente a outros países do Norte da Europa, condições muito favoráveis
ao aparecimento de RAS em estruturas aéreas. No entanto, pode-se concluir que existe uma maior
probabilidade de ocorrência de RAS na zona Norte e litoral do país, sendo que é nesta zona que além de existir
uma maior concentração de estruturas hidráulicas, existe também um maior número de estruturas aéreas de
betão, resultado de uma maior densidade populacional (Silva, 2005).
Relativamente aos factores litológicos, no território continental português encontram-se todos os tipos de
rocha, sendo que, em termos de percentagens, se tem que as rochas ígneas representam 30% desse território,
as rochas sedimentares predominantes, nomeadamente carbonatos, cerca de 10% do continente, sendo que as
rochas sedimentares de natureza clástica, especialmente arenitos, conglomerados, areias e argilas estão
distribuídas por cerca de 20% do território. Finalmente, as rochas metamórficas afloram nos restantes 40% do
território, sendo estas compostas essencialmente por xistos, em geral associados a quartzitos ou mármores.
Na Tabela 3.1, são apresentadas as estimativas das áreas dos distritos de Portugal Continental onde afloram
rochas com formas de sílica reactiva ou com materiais potencialmente fornecedores de álcalis (Silva, 2005).
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Tabela 3.1 - Estimativas das áreas dos distritos de Portugal Continental onde afloram rochas com formas de sílica
reactiva, ou com materiais potencialmente fornecedores de álcalis (Silva, 2005)
Deste modo, analisando a conjugação de ambos os factores apresentados, conclui-se que provavelmente a pior
zona para o desenvolvimento da RAS em estruturas aéreas é a zona norte do país.
Finalmente como referido, relativamente ao cimento, o que influencia a ocorrência de RAS é a sua composição
química, nomeadamente o seu teor em álcalis.
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
4.
Reacções sulfáticas internas
Para além das reacções álcalis-agregados, apresentadas no capítulo anterior, podem ainda referir-se as
reacções sulfáticas como outro dos principais factores de degradação de ordem química do betão.
A degradação do betão proveniente da actividade sulfática é conhecida há aproximadamente um século, sendo
a sua origem por vezes atribuída aos constituintes usados no fabrico do betão. Esta anomalia é por isso
denominada por reacção sulfática de origem interna (Soares, et al., 2008).
Contrariamente às reacções sulfáticas mais clássicas, onde o ataque dos sulfatos provêm do exterior,
originando assim uma degradação progressiva da superfície para o interior da estrutura de betão, a reacção
sulfática de origem interna afecta o conjunto do betão sem ter necessidade de uma fonte externa de sulfatos.
Esta reacção provoca a expansão do material, podendo originar problemas de degradação das estruturas,
nomeadamente a fissuração. Este fenómeno expansivo tem por sua vez origem na formação de etringite10 que,
em determinadas condições termodinâmicas, apresenta propriedades expansivas.
Como principal fonte interna de sulfatos, é referida a remobilização dos sulfatos inicialmente contidos na
matriz cimentícia, como consequência de um aquecimento excessivo do betão nas primeiras idades, tratandose neste caso de formação de etringite retardada (DEF), fenómeno este conhecido há cerca de uma dezena de
anos.
A degradação provocada pela DEF tem sido encontrada em betões de composição particularmente sensível,
expostos a ambientes propícios com humificações frequentes, e tendo sofrido um tratamento térmico
relativamente elevado (> 70 ºC), ou submetido a temperaturas equivalentes por outras razões nomeadamente,
peças maciças de betão e betonagens em período estival. No entanto, verifica-se que este tipo de degradação
é detectado principalmente em elementos pré-fabricados, e em peças maciças de pontes betonadas in-situ.
Assim, a formação de etringite é considerada a causa da maioria das expansões e da degradação de estruturas
de betão em que estão envolvidos ataques sulfáticos, não implicando no entanto que todos os ataques por
sulfatos causem necessariamente a formação de etringite. Efectivamente, são inúmeros os factores que
condicionam a formação deste composto, como, por exemplo, os constituintes do betão, nomeadamente o
tipo de agregados, o tipo de cimento, a razão A/C, as adições minerais, bem como as condições de humidade e
temperatura às quais o betão é exposto (Soares, et al., 2008).
Assim, a deterioração originada pelo ataque dos sulfatos pode tomar duas formas distintas que dependem
tanto da concentração como do tipo de sulfatos, bem como da composição da pasta de cimento. Uma das
formas de deterioração manifesta-se através da expansão do betão. A fendilhação associada a este processo
10
A etringite é um trisulfoaluminato de cálcio hidratado de fórmula 3CaO.Al2O3.3CaSO4.32H20.
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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traduz-se num aumento de permeabilidade do betão, facilitando assim a penetração das substâncias agressivas
conduzindo a um aumento da velocidade de degradação. A outra forma de deterioração que se pode
manifestar traduz-se numa perda progressiva de resistência, originada pela decomposição dos produtos
hidratados da pasta de cimento, resultando consequentemente a degradação do betão (Soares, et al., 2008).
4.1. A etringite como produto da reacção sulfática
De um modo geral, distinguem-se dois tipos distintos de etringite, a etringite primária e a etringite secundária.
No primeiro caso, esta revela-se como um produto normal resultante da hidratação do cimento portland,
verificando-se que, a nível macroscópico, se encontra uniformemente distribuída na pasta de cimento
endurecida. A sua formação inicial não provoca a expansão do betão, podendo ocorrer tanto em betões de
cimentos resistentes aos sulfatos, como em betões de cimentos com escórias, sendo que nestes casos não
ocorre expansão mesmo em contacto com fontes externas de sulfato.
Figura 4.1 - Aspecto ao MEV duma pasta de cimento portland com silicatos hidratados (CSH) e etringite primária (E)
(Silva, 2010)
No entanto, durante o processo de cura, verifica-se que a etringite se mostra instável a temperaturas da ordem
dos 65 - 70 ºC, resultando quer na sua decomposição quer na sua não formação.
Contrariamente, a etringite secundária apenas se forma após o endurecimento do betão tanto devido a
ataques externos como a ataques internos de sulfatos.
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 4.2 - Aspecto ao MEV duma pasta de cimento portland com poros preenchidos (seta) por etringite secundária
(Silva, 2010)
Uma forma particular de etringite secundária é a que está associada a betões que sofreram tratamentos
térmicos ou que estiveram sujeitos a elevadas temperaturas. Neste caso, se o betão depois de endurecido
estiver em contacto com a água ou em condições húmidas à temperatura ambiente, a etringite formar-se-á
lentamente na matriz de cimento ou dar-se-á uma eventual recristalização nos espaços vazios caso tenha
havido uma decomposição a priori. Este processo é denominado por "formação da etringite retardada",
reacção que é, seguida de expansão com consequente fissuração (Soares, et al., 2008).
Figura 4.3 - Microfissura à superfície de uma viga pré-esforçada provavelmente causada por formação retardade de
etringite (Coutinho, 2001)
Conclui-s,e assim, que o desenvolvimento da etringite retardada tem origem na reacção entre os iões sulfato,
hidróxido de cálcio e alumina, bem como na desajustada temperatura de cura do cimento portland.
Existem hoje em dia várias teorias quanto ao mecanismo de expansão da etringite, sendo aceites de forma
consensual três delas (Gomes, 2008):
52
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________

Difusão devida ao crescimento da etringite formada por um processo topoquímico na presença de cal,
directamente a partir dos hidratados de alumina sem passar pela solução;

Difusão devida à absorção de água pela etringite de natureza coloidal formada por um processo de
cristalização/solubilização na presença de cal;

Difusão devida à pressão de cristalização de etringite formada por um processo de
cristalização/solubilização num espaço confinado. A força de expansão resulta de sobre saturação da
solução com ião reactivo, sendo tanto maior quanto maior for a saturação da solução.
4.2. Fontes internas de sulfatos
Os sulfatos de origem interna podem ser associados a diversas fontes, nomeadamente, à libertação tardia dos
sulfatos de clínquer, à dissolução seguida de reprecipitação de etringite primária resultante da hidratação
normal dos cimentos, ou ainda à formação de etringite secundária ou retardada devida ao efeito da
temperatura.
Como se viu, apenas este último tipo de etringite (DEF) provoca a expansão do betão. Esta verifica-se
habitualmente em betões, onde foi utilizado cimento portland (OPC), que tenham sido curados com
tratamentos térmicos e depende dos materiais, condições de cura e condições ambientais, podendo-se
distinguir facilmente por microscopia electrónica da reacção álcalis-agregado e de outros mecanismos de
deterioração (Soares, et al., 2008).
Assim, a reacção sulfática de origem interna (RSI) pode manifestar-se se:

Houver constituintes do betão que podessem ser fornecedores de sulfatos;

Houver tratamento de cura por calor (ou demasiado calor desenvolvido durante a presa).
Assim, analogamente ao que se passa na reacção sulfática externa referida anteriormente, também na RSI é
necessária a presença de três factores, (Soares, et al., 2008):

Microfissuras;

Libertação tardia dos sulfatos;

Presença de água.
53
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 4.4 - Representação da formação de etringite relacionada com a RSI (Soares, et al., 2008)
4.3. Diferentes causas que podem estar na origem da reacção sulfática
interna
4.3.1 Formação de etringite resultante da hidratação normal dos cimentos
Como referido, o cimento é uma das fontes mais importantes de sulfatos do betão. O sulfato de cálcio presente
no cimento regula a hidratação do C3A, verificando-se que, na ausência deste composto, o fenómeno de presa
será um processo rápido com a formação de aluminatos hidratados. Assim, na presença de sulfatos, o
fenómeno de presa torna-se mais lento, desenvolvendo-se em duas fases. Primeiro, dá-se o consumo de gesso,
onde o C3A e este se dissolvem, formando iões que se combinam para formar instantaneamente cristais de
etringite, sendo que neste caso este composto não é nocivo para o betão.
Seguidamente, ocorre a transformação da etringite em monosulfatoaluminato de cálcio hidratado, resultante
do facto de o teor de gesso no cimento ser inferior à proporção de sulfato de cálcio e C3A. Ao fim de algumas
horas, o consumo total de gesso provoca a diminuição da concentração de sulfatos, tornando-se a solução
intersticial do betão sobressaturada para produzir a etringite. Esta torna-se, assim, na nova fonte de iões
sulfato, que forma com o aluminato excedente um novo composto, o monosulfatoaluminato de cálcio
hidratado (Soares, et al., 2008).
54
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
4.3.2. Libertação tardia dos sulfatos do clinquer
Diversas fontes referem que os sulfatos necessários à reacção sulfática provêem do próprio clínquer, que pode
ser mais ou menos rico em SO3. Efectivamente, verifica-se que a indústria cimenteira consome hoje em dia
quantidades crescentes de materiais, nomeadamente, xistos, cinzas volantes, escórias e resíduos industriais, os
quais alteram as propriedades dos clínqueres, mais precisamente na quantidade e natureza dos sulfatos que
eles contêm.
Alguns autores afirmam que, como consequência, alguns dos sulfatos contidos no clínquer estarão menos
disponíveis para a hidratação do cimento, fazendo com que possam ser libertados tardiamente, resultando
assim, numa possível fonte de sulfatos para a formação de etringite.
No entanto, o risco de desenvolvimento da actividade sulfática como consequência deste mecanismo, não é
aceite ainda hoje como consensual (Soares, et al., 2008).
4.3.3. Dissolução e reprecipitação da etringite resultante de hidratação precoce
Uma outra causa da remobilização de sulfatos pode advir de um processo de dissolução-reprecipitação da
etringite de hidratação precose provocada por um fluxo de lixiviação. Por outras palavras, neste caso é a
utilização de uma água muito pura, até mesmo desmineralizada que provoca este fenómeno, sendo que esta
vai acumulando progressivamente constituintes do cimento, o que conduzirá a um estado de equilíbrio entre o
betão e a solução agressiva, parando a alteração (Soares, et al., 2008).
4.3.4. Oxidação das pirites provenientes dos agregados do betão
A oxidação das pirites, na presença de oxigénio e humidade, leva à formação de diferentes espécies de
minerais. Assim, podem referir-se três consequências importantes desta oxidação, nomeadamente a formação
de geotite, responsável pelas manchas acastanhadas ou amareladas na superfície do betão, a libertação de
ácido sulfúrico, que ao reagir com a portlandite presente na pasta de cimento, dará origem ao gesso, e,
finalmente, o facto de o gesso formado reagir com os aluminatos do cimento para formar etringite secundária,
potencialmente expansiva (Soares, et al., 2008).
4.3.5.Formação de taumasite ou de etringite por acção dos iões carbonato
A formação de taumasite leva a fenómenos análogos aos da formação da etringite em betões endurecidos,
apesar de se desenvolver por mecanismos diferentes. Enquanto no caso da etringite, esta está dependente da
quantidade de alumínio no material, proveniente praticamente só da fase de C3A, no caso da taumasite, a sua
formação só ocorre quando ocorrerem as condições ideais, nomeadamente: a presença de iões carbonato, a
presença de iões silicato e temperaturas relativamente baixas, próximas de 5 ºC.
Como referido, a etringite forma-se durante a presa do betão mas, passado algumas horas, transforma-se em
monosulfatoaluminato de cálcio hidratado. No entanto, alguns autores sugerem que a reacção inversa também
55
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
pode ocorrer passados alguns anos, quando os iões carbonato estão presentes no material, sem que no
entanto esta matéria esteja hoje em dia bem assente (Soares, et al., 2008).
4.3.6. Formação de etringite secundária associada à reacção álcalis-agregado
Como se verificou, as reacções expansivas do betão podem ocorrer quer por RAA, quer por RSI. Estas duas
reacções podem estar presentes simultaneamente, sendo muito difícil diferenciar qual das duas é a principal
responsável pelas degradações.
Tem-se tentado desvendar qual a influência das reacções álcalis-agregado nas reacções sulfáticas internas,
nomeadamente no que diz respeito à estabilidade dos sulfatoaluminatos, tendo-se chegado à conclusão que a
etringite não é estável em soluções sílico-alcalinas. Com efeito, os iões cálcio e aluminato reagem com os iões
sílicato da solução para formar um composto calcio-sílico-alumino-alcalino, resultando que os iões sulfato, não
incorporados nestes produtos, ficam disponíveis na solução, podendo difundir-se e tornar a formar
posteriormente os sulfatoaluminatos, como etringite retardada, em locais onde se verifique que a solução
intersticial é pouco concentrada em iões silicato (Soares, et al., 2008).
4.3.7. Formação de etringite retardada (DEF)
4.3.7.1. Mecanismos reaccionais da DEF
De entre vários mecanismos propostos, distinguem-se frequentemente dois processos reaccionais que
intervêm na formação de DEF, nomeadamente (Soares, et al., 2008):

Instabilidade da etringite
A instabilidade da etringite aumenta proporcionalmente ao aumento da temperatura e da basicidade.
Efectivamente, acima de 80 ºC, o monosulfatoaluminato de cálcio hidratado torna-se mais estável, em
detrimento da etringite. Para além disso, a solubilidade da etringite aumenta com a temperatura o que leva a
um aumento de iões SO42- na solução intersticial, susceptíveis de serem remobilisados posteriormente para a
formação de DEF.

Modificação da reacção de hidratação
O aumento da temperatura contribui também para uma modificação das reacções de hidratação do par C3Agesso. Verifica-se uma competição entre duas reacções que implicam o consumo de iões sulfatos nas primeiras
idades, designadamente a reacção normal entre o ião sulfato e o C3A para formar a etringite e a fixação dos
iões sulfatos por adsorção física nos CSH, podendo estes iões ser posteriormente remobilisados para formar
etringite potencialmente expansiva, após o endurecimento do betão.
Para além dos mecanismos referidos, o efeito do aumento de temperatura compromete também a estrutura
CSH, promovendo uma desorganização da mesma, com consequente aumento da porosidade, propícia aos
movimentos de água e iões no material. Na Figura 4.5, é resumido este mecanismo.
56
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 4.5 - Os mecanismos de formação reaccionais da DEF (Soares, et al., 2008)
4.3.7.2. Instabilidade térmica e química de etringite resultante da hidratação dos cimentos portland
A instabilidade térmica da etringite, assim como a sua estabilidade química, dependem quer da temperatura
quer do pH da solução. Efectivamente, verifica-se que a etringite se mantém estável a uma temperatura de
60ºC numa solução a pH 11,2 e que a sua solubilidade aumenta em função do aumento da temperatura pois
transforma-se, segundo os mecanismos de dissolução/reprecipitação, em monosulfoaluminato de cálcio.
O aumento da temperatura conduz à desidratação da etringite, promovendo em último caso a desagregação
dos seus cristais. Outra consequência deste aumento da temperatura tem a ver com as já referidas
modificações nas reacções de hidratação do par C3A-gesso. Várias pesquisas mostram que existem sulfatos
integrados nos CSH que, perante um meio húmido e a altas temperaturas, se podem libertar para a solução
intersticial, ficando assim susceptíveis de reagir com os aluminatos e formar etringite, a mais ou menos longo
prazo (Soares, et al., 2008).
4.4. Factores condicionantes da DEF
De acordo com Soares et al. (2008), os factores condicionantes da DEF são variados, nomeadamente:

Temperatura máxima do betão;

Teor de álcalis do betão e de aluminatos e sulfatos do ligante;

Humidade do betão;

Teor de hidróxido de cálcio do betão.
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Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Assim, à semelhança da RAS, torna-se necessário que ocorram todas as condições acima referidas para que
ocorra a reacção sulfática de origem interna, bastando apenas eliminar uma delas para que esta não ocorra.
Apesar de não estar contemplado nas condições nomeadas, alguns autores falam ainda de outro factor que
parece ter alguma importância no desenvolvimento das RSI, nomeadamente, a natureza dos minerais. Existem
dados que indicam que os agregados calcários limitam, ou mesmo impedem, a expansão devido a uma maior
afinidade química com a pasta do cimento, contrariamente ao que acontece com os agregados siliciosos. Tal
facto, parece estar relacionado com as alterações ao nível da interface pasta de cimento/agregados.
Efectivamente, mostrando-se esta zona propícia à ocorrência tanto das RAS como das RSI, como mostrado,
uma melhor aderência entre o agregado e a pasta de cimento reflecte-se numa zona de interface mais
reduzida, menos porosa, o que se traduz numa resistência superior à ocorrência destas reacções (Cristino,
2008).
4.4.1. Temperatura máxima do betão
A principal causa da DEF é uma elevação da temperatura (> 65 ºC) durante a presa do betão. Efectivamente,
como se viu, é por esta causa que entre os elementos mais afectados pela DEF estão principalmente os betões
pré-fabricados, curados em estufa, e as partes maciças de obras expostas a ambientes húmidos (Silva, 2010).
4.4.2. Teor de álcalis do betão e de aluminatos e sulfatos do ligante
Uma segunda causa é um forte teor em álcalis (Na+ e K+) do cimento, cujo efeito é similar ao da temperatura,
aumentando a solubilidade da etringite. Efectivamente, a presença de álcalis aumenta o pH da solução
intersticial, no qual a etringite se mostra instável (Cristino, 2008).
Assim, estão criadas as condições, onde os sulfatos livres se podem acumular em solução e dar lugar, a mais ou
menos longo prazo, e quando as condições termodinâmicas o permitirem, à recristalização da etringite
potencialmente expansiva (Silva, 2010).
Da mesma maneira, a DEF só ocorre no betão se o cimento apresentar teores de C3A e sulfatos suficientemente
elevados, verificando-se que a maior parte dos casos de expansões e deterioração ocorrem em estruturas ou
em laboratório, com cimentos cujo teor em C3A é superior a 8% e em que SO3 é superior à 2,6% (Silva, 2010).
4.4.3. Humidade do betão
A humidade também desempenha um papel fundamental no desenvolvimento da reacção sulfática.
Efectivamente, a água é o meio reaccional necessário ao desenrolar da reacção, intervindo não só nos
processos de transferência como também na formação dos produtos da reacção. Os movimentos da água são
condições fundamentais no transporte dos sulfatos livres contidos, quer na solução intersticial do betão, quer
fisicamente fixados aos C-S-H, para os sítios onde se dá a reacção (Cristino, 2008).
58
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
4.4.4. Teor de hidróxido de cálcio no betão
O hidróxido de cálcio, apesar de ser um dos principais produtos resultantes da hidratação do cimento, mostrase nocivo para a durabilidade química do mesmo. De facto, a DEF com um carácter expansivo apenas se forma
em soluções saturadas deste composto, sendo assim o seu teor um factor extremamente importante a ter em
conta no betão (Silva, 2010).
59
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
5.
Anomalias associadas às reacções expansivas internas
De maneira a entender os problemas associados à deterioração do betão por via das RAS e da RSI, torna-se
necessário conhecer os sintomas que estas reacções apresentam tanto a nível macroscópico como
microscópico, tarefa dificultada pela semelhança de sintomas de ambas as anomalias.
A nível macroscópico, a manifestação dos danos provocados pela RAS e a RSI varia, dependendo de diversos
factores, nomeadamente da severidade do ataque, condições de exposição, tipo de estrutura, quantidade e
proveniência das tensões (interna ou externa) entre outros factores (Cristino, 2008).
As zonas das estruturas mais propícias à ocorrência deste tipo de reacções são aquelas que estão mais expostas
às intempéries (ex: com orientação Norte-Sul, vigas de bordadura, capitéis), em contacto com a água (ex:
maciços e base dos pilares, partes dos tabuleiros expostas às infiltrações) ou em contacto com os solos (ex:
muros de testa, pilares, embasamentos) (Silva, 2010).
No entanto, não existem sintomas característicos da presença de uma reacção álcalis-sílica ou reacção súlfatica
interna, sendo que a maioria dos sintomas que se descrevem abaixo também pode ter origem noutros tipos de
anomalias (Godart, et al., 1999).
5.1. Anomalias associadas ao betão
5.1.1. Fissuração tipo "craquelet"
As tensões introduzidas no betão pelas reacções químicas expansivas de origem interna traduzem-se numa
fissuração à superfície do betão, reconhecíveis desde logo numa primeira inspecção visual, sendo estas mais ou
menos acentuadas conforme o grau de humidade existente no betão.
No betão não armado, essa fissuração apresenta vulgarmente uma distribuição aleatória, sendo mais
frequente em casos de reacções álcalis-sílica, referenciada muitas vezes como "map-craking", estando a
abertura das fendas, directamente relacionada com o grau de extensão das reacções, podendo atingir vários
milímetros.
60
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 5.1 - Fenda onde se verifica uma abertura de vários milímetros (Appleton, et al., 2010)
Nas Figuras 5.2 e 5.3, encontra-se um exemplo de uma malha fissuração tipo "craquelet" (Figura 5.2), e de uma
peça pré-fabricada (Figura 5.3), exemplificando a ocorrência de reacções sulfáticas internas nestes elementos,
sujeitos a temperaturas elevadas durante os tratamentos térmicos a que são sujeitos.
Figura 5.2- Degradação de um elemento em que é visível uma fissuração típica da RAS (Godart, et al., 1999)
Figura 5.3 - Degradação de um elemento por reacções sulfáticas internas (Appleton, et al., 2009/2010)
61
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
5.1.2. Fissuração com orientação definida
No betão armado, as armaduras funcionam como um impedimento às forças de expansão, o que origina
fissuração numa ou em duas direcções.
Nos pilares, em resultado do confinamento, conferido pelo esforço axial, a fissuração ocorre preferencialmente
na direcção da armadura principal. A fissuração orientada segundo duas direcções, ocorre sobretudo em
elementos onde o recobrimento das armaduras é muito diminuto em que a fissuração vai corresponder à
distribuição da malha de armaduras, como se pode ver nas Figuras 5.4 e 5.5 (Silva, 2010) (Godart, et al., 1999).
Figura 5.4 - Exemplos de pilar de uma ponte onde é visível a orientação preferencial das fendas na direcção das
armaduras principais, segundo uma direcção (Appleton, et al., 2010)
Figura 5.5 - À esquerda, exemplo de um pilar em que é visível a fissuração em duas direcções (Appleton, et al., 2010) e à
direita, fissuração em duas direcções numa laje (Godart, et al., 1999)
Numa viga pré-esforçada, ocorrem fendas na horizontal, em resultado da compressão conferida pelo préesforço na direcção transversal (Figura 5.6).
62
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 5.6 - Esquema simplificado do comportamento de uma viga pré-esforçada, apresentando
fendilhação horizontal (acima) e exemplo ilustrativo abaixo (Appleton, et al., 2010)
5.1.2.1. Consequências da fissuração
Em alguns casos de fissuração, especialmente no caso de peças de betão não armado, ou com uma taxa de
armadura menor, a profundidade atingida pelas fissuras pode ser muito elevada. Como consequência o
elemento de betão aparenta ser um conjunto de elementos de betão amontoados, (Figura 5.7).
Para além deste facto, a penetração da água favorece a penetração de agentes agressivos, fazendo com que a
água não só acelere as reacções expansivas existentes como também provoque a corrosão das armaduras,
como é evidenciado na figura pela ferrugem sobre o elemento de betão (Godart, et al., 1999).
Figura 5.7 - Elemento de betão onde se observa a degradação do betão, e são visíveis os blocos separados do betão e a
ferrugem proveniente da corrosão das armaduras (Godart, et al., 1999)
63
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
5.1.3. Movimentações e deformações
As expansões resultantes destas reacções, fazem com que se dêem aumentos de volume por vezes bastantes
significativos, como se pode ver na Figura 5.8, em que a expansão das vigas provocou um esmagamento destas,
sobre outros elementos.
Figura 5.8 - Esmagamentos resultantes das expansões nas vigas, que levam a um aumento excessivo de volume destas
(Appleton, et al., 2009/2010), (Silva, 2007).
Por vezes, verificam-se flechas anormalmente elevadas em resultado da deformação irreversível das reacções
de degradação interna, especialmente se for acompanhado por uma rede de fissuração (Godart, et al., 1999).
Figura 5.9 - Flecha muito importante (superior a 10 cm) para um tabuleiro duma ponte de betão armado (Godart, et al.,
1999)
Na Figura 5.10, é visível um deslocamento para fora do plano do elemento, das zonas adjacentes a uma fenda,
que pode ser consequência de expansões diferentes nos lados da mesma. Quando o deslocamento ocorre num
mesmo elemento de betão, pode ser consequência de uma reacção expansiva interna (Godart, et al., 1999).
64
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 5.10 - Deslocamento para fora do plano de 2 mm, de uma fenda situada num elemento de um pórtico (Godart, et
al., 1999)
5.1.4. Fecho das juntas de dilatação
A expansão associada a estas reacções leva na maioria dos casos ao fecho das juntas de dilatação, uma vez que
o nível de expansão provocado é muitas vezes superior ao resultante das variações de temperatura, retracção
e fluência do betão.
Figura 5.11 - Exemplo da sobreposição de grades de protecção de uma ponte, em resultado do fecho das juntas de
dilatação (Silva, 2007)
5.1.5. Delaminação do betão
Como resultado das elevadas forças internas, e consequente expansão, pode ocorrer a delaminação de grandes
porções de betão, como se pode observar na Figura 5.12.
65
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 5.12 - Exemplo da delaminação do betão resultante das reacções expansivas internas (Appleton, et al., 2009/2010)
5.1.5. Coloração dos elementos
A superfície do betão apresenta uma descoloração com a progressão das reacções expansivas, originada pela
lixiviação para a superfície dos álcalis presentes no betão.
Figura 5.13 - Exemplo de um elemento onde se nota a descoloração do betão (Appleton, et al., 2009/2010)
5.1.6. Crateras no betão
À semelhança da delaminação, podem ocorrer crateras no betão quando os agregados reactivos se encontram
mais próximos da superfície do elemento. Como resultado da expansão nessa zona, o betão é expelido,
formando crateras em forma cónica de diâmetro da ordem de 1 a 2 cm (Godart, et al., 1999) no fundo das
quais é possível ver um agregado ou um produto esbranquiçado (Silva, 2010).
66
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 5.14 - Crateras num elemento de betão (Godart, et al., 1999)
5.1.7. Eflorescências e exsudação do gel formado (RAS)
Os geles resultantes das RAS ocorrem à superfície através das fendas causadas pelas mesmas reacções (Silva,
2010).
Figura 5.15 - Eflorescências e exsudações de gel em elemento de betão (Godart, et al., 1999)
5.2. Anomalias associadas às armaduras
5.2.1. Rotura das armaduras
A expansão excessiva pode levar à ruptura do aço, principalmente em estruturas com uma taxa reduzida de
armadura, quando esta atinge a tensão de rotura. Esta rotura ocorre nas armaduras com orientação
perpendicular à orientação da fissura.
67
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
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Figura 5.16 - Rotura de um varão de armadura (Godart, et al., 1999)
5.2.2. Corrosão das armaduras
A corrosão do aço é acelerada pela fissuração resultante das reacções expansivas.
Figura 5.17 - Exemplo de corrosão nas armaduras de um elemento de betão resultante das reacções expansivas de
origem interna (Godart, et al., 1999)
68
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
6.
Prognóstico e diagnóstico de reacções expansivas internas
O cumprimento de uma metodologia de diagnóstico permite não só apurar a presença de reacções expansivas
internas, em função do tipo e quantidade dos produtos detectados, como avaliar o seu grau de
desenvolvimento.
A obtenção de informações sobre o estado do betão de uma estrutura degradada e um diagnóstico correcto
das causas de deterioração poderão contribuir para uma definição atempada dos procedimentos de
manutenção/reparação mais adequados, permitindo também a adopção de medidas preventivas de
minimização dos riscos do prosseguimento das reacções expansivas (Silva, 2005).
6.1.
Reacções álcalis-sílica
A identificação da presença das reacções expansivas abordadas no presente trabalho é, normalmente, fácil,
bastando em muitos casos uma inspecção visual para o conseguir. Efectivamente, como referido, a principal
evidência associada à deterioração do betão por este tipo de reacções é a fissuração à superfície, a qual estará
mais ou menos pronunciada conforme o grau de humidade existente no betão.
Feita uma primeira inspecção visual, e se esta trouxer suspeitas da ocorrência de reacções expansivas internas,
seguir-se-á então a confirmação do mesmo, metodologia que incluirá diversas fases, envolvendo
essencialmente a recolha de informação sobre os constituintes do betão, extracção de amostras e realização
de ensaios de laboratório, devendo a amostragem privilegiar zonas que evidenciem diferentes estados de
avanço da degradação (Silva, 2010).
Figura 6.1 - Carotes de betão em que são visíveis fissuras e poros preenchidos por produtos brancos (Silva, 2010)
69
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Efectivamente, a amostragem é uma das mais importantes fases do diagnóstico. Normalmente deverão ser
seleccionadas 3 zonas em cada estrutura (laje, pilar e fundação) representativas de betão são, moderadamente
degradado e bastante degradado, e de cada zona retirar-se pelo menos uma carote. As amostras, depois de
extraídas, deverão ser de imediato protegidas em sacos plásticos fechados, de forma a prevenir a secagem e
carbonatação.
As amostras em laboratório são examinadas e fotografadas, devendo também registar-se situações
relacionadas com o incorrecto condicionamento das amostras, uma vez que a secagem poderá influenciar a
extensão da carbonatação e isso afecta a subsequente expansividade do gel da RAS.
O exame das amostras deverá permitir ainda o registo do diâmetro e comprimento de cada carote, bem como
o(s) tipo(s) de agregado(s), e aspectos particulares relativos à presença de fissuras, poros preenchidos, zonas
húmidas, orlas nos agregados, recorrendo-se sempre que possível à observação visual das mesmas
complementada com a observação à lupa binocular (Silva, 2010).
Figura 6.2 - Observação à lupa binocular e um poro recoberto de gel com uma morfologia botrioidal típica de alguns dos
geles da RAS (Silva, 2010)
Esta observação permitirá também ajudar na selecção de provetes para ensaios de caracterização mineralógica
por difractometria de raios X e de caracterização microestrutural por observação ao microscópio de luz
polarizada ou ao microscópio electrónico de varrimento11.
Uma outra forma de confirmar a ocorrência de reacções álcalis-sílica no betão consiste na utilização dos
chamados métodos luminescentes, sendo um dos mais conhecidos o método de fluorescência pelo acetato de
uranilo descrito em anexo, os quais fazem uso da capacidade dos produtos das RAS e RSI terem afinidades de
troca catiónica. Apesar de serem uma das formas mais úteis para a identificação no betão das zonas afectadas
pelas REI, carecem de uma confirmação através da observação das zonas que apresentam luminescência,
utilizando outros meios adicionais de diagnóstico, nomeadamente a observação ao microscópio electrónico de
11
Os ensaios mencionados no presente capítulo estão descritos em anexo (anexo A).
70
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
varrimento (MEV) associado a um sistema de microanálise de raios X por dispersão em energias (EDS) e
eventuais análises mineralógicas por difracção de raio X (Silva, 2005).
Figura 6.3 - Morfologias ao MEV de geles amorfos e produtos cristalinos do tipo roseta decorrentes da RAS no betão
(Silva, 2010)
No caso de ser confirmada a ocorrência de RAS, segue-se a fase de prognóstico da evolução futura das
reacções. A selecção dos ensaios deverá servir como complemento aos ensaios de diagnóstico e poderá incluir
(Silva, 2005):

Determinação do teor de álcalis solúveis, que fornece informação acerca do potencial remanescente
em álcalis presentes no betão;

Ensaios para a confirmação da reactividade dos agregados, os quais incluem a realização de ensaios de
expansão de carotes de betão ou ensaios de expansão específicos para agregados, por exemplo a
partir de agregados retirados da pedreira utilizada para a construção;

Ensaios de reactividade residual aos álcalis dos carotes de betão, ensaio que constitui não só uma
medida de diagnóstico das REI, bem como de prognóstico sobre a possível evolução destas reacções
no elemento de betão do qual foi extraída a carote na estrutura;

Ensaios físicos de carotes de betão, que podem incluir ensaios de resistência à compressão, módulo de
elasticidade, absorção de água e permeabilidade.
Estes ensaios devem, sempre que possível, ser complementados com a gestão futura das estruturas, através da
instalação de um sistema de observação que permita monitorizar a mesma, e observar a evolução das
reacções, nomeadamente através do acompanhamento da evolução da fissuração ou por medida regular das
deformações globais da estrutura.
71
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
6.2.
Reacções sulfáticas internas (DEF)
O diagnóstico da DEF mostra-se ser mais complicado do que o diagnóstico das RAS descrito anteriormente,
quer pela parecença com estas últimas, quer pelo facto de a etringite ser um produto que ocorre quer em
betões sãos quer em degradados.
Assim, a metodologia de diagnóstico tem em conta, simultaneamente, aspectos microscópicos, próprios do
material, e macroscópicos, ligados ao tipo de estrutura e ao grau de exposição (ciclos de humidificação secagem, imersão permanente, etc.). A recolha de dados relativos à composição e aplicação do betão é
também útil ao diagnóstico, pois estes elementos podem estar relacionados com a evolução desta reacção
(Silva, 2010).
À semelhança do diagnóstico das RAS também aqui os ensaios de laboratório realizados sobre os carotes
retirados da estrutura constituem uma base indispensável, sendo de assinalar que as amostras devem ter a
profundidade suficiente de modo a poderem representar da melhor maneira as temperaturas máximas nos
elementos de betão. Caso contrário, podem existir produtos de degradação no interior do betão que não são
evidenciados, levando a um diagnóstico errado.
Para poder identificar os produtos resultantes da DEF, é necessário recorrer-se à microscopia, tanto a óptica
como a electrónica de varrimento, que permitem distinguir a etringite normal (Figura 6.4, à esquerda),
resultante da hidratação do cimento, da etringite deletéria de propriedades expansivas (Figura 6.4, à direita).
Apesar da distinção entre estas duas formas de etringite ser bastante delicada, a observação da morfologia,
associada à sua localização, pode dar mais informação pertinente sobre o carácter expansivo da etringite.
Como se pode observar na Figura 6.4, enquanto a etringite não expansiva apresenta uma morfologia acicular
em que os cristais que precipitaram na porosidade do betão estão bem individualizados, a etringite expansiva
apresenta uma morfologia comprimida e encontra-se essencialmente localizada nas interfaces pasta/agregado
(Silva, 2010).
Figura 6.4 - Aspecto ao MEV de etringite bem cristalizada (à esquerda), de morfologia acicular, não expansiva, e de
etringite mal cristalizada (à direita), de aspecto comprido, e expansiva (Silva, 2010)
72
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Dada a importância da temperatura no mecanismo da DEF, a determinação da temperatura máxima atingida
pelo betão durante a colocação e cura constitui um elemento importante para confirmar o diagnóstico. O LCPC
desenvolveu um método simples que permite avaliar se um determinado elemento de betão deve ser
considerado como susceptível de vir a desenvolver a DEF. Este método baseia-se na determinação de
parâmetros relacionados com as propriedades do betão (dosagem dos constituintes - cimento, adições e água;
massa volúmica do betão; resistência à compressão do cimento aos 2 e aos 28 dias; calor de hidratação do
cimento e espessura do elemento), tendo também em conta a sua geometria.
O diagnóstico da evolução futura da DEF pressupõe ainda a realização de ensaios de expansão residual sobre os
carotes de betão retirados da estrutura, devendo evitar-se a intercepção com fissuras ou armaduras. Os
resultados destes ensaios mostram maiores expansões nas zonas mais profundas onde as temperaturas
atingidas pelo betão são mais elevadas durante a cura, como se mostra na Figura 6.5 (à direita), onde a curva
correspondente a uma profundidade superior (16-32 cm) apresenta percentagens de expansão superiores,
relativamente à curva das profundidades entre 0 e 16 cm (Silva, 2010).
Figura 6.5 - À esquerda, sistema de medida da expansão residual; à direita, resultados de expansão residual de uma
mesma carote mas correspondente a diferentes profundidades do betão (Silva, 2010)
Para além dos ensaios de expansão residual, pode ainda proceder-se à marcação e quantificação das fissuras
para complementar a avaliação do desenvolvimento da DEF na estrutura, devendo esta avaliação ser precisa,
fiável e reprodutível no tempo (Silva, 2010).
73
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
7.
Prevenção, mitigação e reparação
7.1.
Metodologias de prevenção
No seguimento do capítulo anterior, onde se descreveram as medidas de diagnóstico e prognóstico das
reacções expansivas internas, no presente capítulo pretende-se abordar as metodologias em vigor, que visam
as medidas a tomar para evitar a ocorrência de reacções expansivas internas no betão.
Apesar da intensa investigação feita no sentido de compreender este tipo de reacções, não existem hoje ainda
métodos 100% eficazes na reparação das estruturas afectadas pelas mesmas, sendo ainda assim algumas delas
abordadas mais à frente neste capítulo, tornando-se assim da maior importância tomar medidas preventivas
nas estruturas hoje construídas.
As disposições normativas de combate a estas reacções variam de país para país, devido principalmente à
diferente composição dos materiais, mas também por ainda não serem totalmente conhecidos os mecanismos
envolvidos nestas reacções, devendo assim ter-se um especial cuidado na transposição dos procedimentos e
experiências de outros países (Gonçalves, et al., 2010).
7.1.1. Reacções álcalis - agregado (RAS)
Como referido, para que este tipo de reacção tenha lugar, é preciso que sejam reunidas condições propícias a
tal, nomeadamente (E 461, 2007):

Alcalinidade suficiente nos poros do betão;

Teor crítico de sílica reactiva;

Água em quantidades suficientes.
Assim, as medidas preventivas das RAS assentam no pressuposto de que bastará eliminar pelo menos uma
destas condições para que a reacção expansiva não se verifique.
No entanto, a decisão de actuar sobre uma ou mais destas condições está dependente de diversos factores,
verificando-se que por vezes, no limite, pode não se justificar qualquer tipo de actuação para evitar a
ocorrência desta reacção.
7.1.1.1. Níveis de prevenção
Primeiramente, e ainda em fase de projecto, dever-se-á identificar o nível de prevenção aplicável, sendo para
tal necessário classificar a estrutura do ponto de vista do risco associado à ocorrência de fenómenos de
degradação, bem como identificar o ambiente de exposição à humidade da mesma, de acordo com as Tabelas
7.1 e 7.2.
74
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tabela 7.1 - Categorias de risco das estruturas (E 461, 2007)
Categorias
Exemplo de estruturas
- Elementos não carregados no interior de edifícios;
R1 - Risco baixo
- Estruturas temporárias ou de curto período de vida;
- Elementos facilmente substituíveis;
R2 - risco normal
- Maioria dos edifícios e das estruturas de engenharia
civil;
Estruturas críticas ou com tempo de vida longo, onde se
considera inaceitável o risco de degradação tais como:
- Instalações nucleares;
R3 - Risco elevado
- Barragens;
- Túneis;
- Pontes ou viadutos importantes;
- Estruturas contendo substâncias perigosas.
Tabela 7.2 - Categorias ambientais dos betões (E 461, 2007)
Categorias
Exemplos
A1 - Betão protegido
da humidade exterior
- Betão no interior de edifícios;
- Betão no exterior protegido da atmosfera por p.e.
revestimentos;
- Betão no interior de edifícios onde a humidade é
A2 - Betão exposto
elevada, p.e. lavandarias, tanques, piscinas;
à humidade exterior
- Betão exposto à atmosfera ou em contacto com solo
não agressivo;
A3 - Exposição como em A2,
agravada, p.e., com gelo/degelo
- Betão interior ou exterior a sais descongelantes;
- Betão exposto à água do mar ou aos sais marinhos;
- Betão exposto ao gelo/degelo quando húmido.
Através da conjugação destes dois factores, é então possível atribuir o nível de prevenção a aplicar à estrutura,
de acordo com o quadro seguinte:
Tabela 7.3 - Fixação do nível de prevenção (E 461, 2007)
Categoria ambiental
A1
A2
A3
R1
P1
P1
P1
R2
P1
P2
P2
R3
P2*
P3
P3
Categoria de risco
* No caso do betão em grandes massas, deve considerar-se o nível de prevenção P3.
75
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Em que P1 designa a ausência de precauções especiais, P2 - nível de prevenção normal e P3 - nível de
prevenção especial.
Assim, de acordo com cada nível de prevenção, é necessário aplicar determinadas medidas, nomeadamente (E
461, 2007):

Nível P1 - não é necessário tomar medidas;

Nível P2 - aplicar uma das seguintes medidas:

o
Controlar a alcalinidade dos poros do betão;
o
Evitar a presença de um teor crítico de sílica reactiva;
o
Controlar a humidade e manter o betão num estado relativamente seco;
o
Modificar as propriedades do gel formado de modo a ser não expansivo;
Nível P3 - aplicar pelo menos duas das medidas indicadas no nível P2;.
7.1.1.2. Medidas preventivas
7.1.1.2.1. Controlo da alcalinidade da solução dos poros de betão
A redução do teor de álcalis da solução intersticial do betão pode ser realizada de diversas formas,
nomeadamente, (Silva, 2005):

Controlando o teor em álcalis do betão;

Utilizando um cimento de baixo teor de álcalis;

Utilizando no betão adições minerais do tipo II, em quantidade considerada suficiente;
Relativamente ao primeiro ponto, a especificação LNEC 461 remete para duas formas de controlar a
alcalinidade do betão, designadamente: limitando o teor em álcalis solúveis no betão, ou usando ligantes
apropriados.
Usualmente, a principal fonte de álcalis para o betão é o cimento, pelo que o teor de álcalis do betão é obtido a
partir do teor de álcalis do cimento, expresso em Na2Oeq, multiplicado pela dosagem de cimento e adicionando
um factor que traduza o teor proveniente de outros constituintes. Efectivamente, verifica-se que, para além do
cimento, também se deverão ter em conta os álcalis provenientes de agregados, adições pozolânicas,
adjuvantes ou da água de amassadura, não havendo ainda no entanto, um consenso quanto às quantidades de
álcalis provenientes destes materiais (Silva, 2005).
A especificação LNEC 461 recomenda que o teor de álcalis do betão seja igual à soma do teor de álcalis dos
seus constituintes, excluindo cinzas volantes e escórias granuladas de auto-forno se utilizadas em percentagem
superior a 30% do total do ligante.
Um tema que hoje ainda suscita dúvidas assenta sobre a quantidade de álcalis na solução intersticial
proveniente dos agregados. Esta discussão passou a ter mais expressão, quando foram descobertas obras, em
76
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
que o teor de álcalis no cimento era inferior aos limites estipulados, provando-se depois a posteriori que a
degradação ocorrida estava relacionada com a libertação de álcalis dos próprios agregados (Silva, 2005).
Assim, em Portugal, na especificação LNEC 461, a quantidade de álcalis solúveis permitida é a indicada na
Tabela 7.4, em função da classe da reactividade dos agregados (E 461, 2007).
Tabela 7.4 - Teor limite de álcalis solúveis no betão (E 461, 2007)
Classe de reactividade dos
Teor limite de álcalis (Kg/m
12
agregados
3
de betão)
I
Sem exigências
II
≤ 3,0
III
≤ 2,5
No que diz respeito à solução relativa à utilização de cimentos com baixo teor em álcalis, este está a perder
importância, pela descoberta de estruturas com elevada degradação em que este tipo de cimento foi utilizado,
associado também ao elevado custo e dificuldade na sua obtenção.
Finalmente, a utilização de adições do tipo II no betão, como adição ou ainda como substituição do cimento,
para o controlo da alcalinidade da solução intersticial do betão, é um tema já com alguns anos de discussão,
parecendo haver um consenso quanto ao facto de estes materiais poderem ser eficazes na prevenção das RAS.
No entanto, a sua variabilidade, a nível internacional e por vezes nacional, não tem permitido a adopção de
uma recomendação internacional (Silva, 2005).
A especificação do LNEC E 461 recomenda a utilização dos seguintes teores de adições: superior a 10% se só for
utilizada sílica de fumo (D), superior a 30% se só forem utilizadas cinzas volantes siliciosas (V) e superior a 50%
se só for utilizada escória granulada de alto-forno moída (S).
Poderão usar-se ligantes contendo mais do que um destes constituintes, desde que sejam usados em
proporções que satisfação a condição 5D+5/3V+S ≥ 50%.
Na Figura 7.1, mostra-se a influência dos tipos de adições referidos acima, na expansão devida à RAS.
12
Ver secção 7.1.1.2.2. para a classificação dos agregados
77
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 7.1 - Efeito do tipo de adição na expansão devida à RAS: sílica de fumo (CSF); cinzas volantes (FA); e escória
granulada de alto-forno (GBFS) (Gonçalves, et al., 2010)
7.1.1.2.2. Controlo do teor de sílica reactiva
Se houver álcalis disponíveis, para além da humidade necessária, a degradação do betão é crescente com o
teor de sílica reactiva, verificando-se que, se o seu teor for reduzido, ou seja, se os agregados não forem
reactivos, não existe em princípio perigo de deterioração do betão (Gonçalves, et al., 2010).
Na Figura 7.2, mostra-se um gráfico com a relação entre a quantidade de sílica e a expansão verificada, obtida
em laboratório.
Segundo a especificação LNEC E 461, o limite fixado é de 2%, não se distinguindo o grau de reactividade dos
diferentes minerais de sílica.
Figura 7.2 - Expansão verificada em prismas de betão (75 x 75 x 300 mm3) imersos em água, contendo diferentes
quantidades de sílica (SiO2) sintética amorfa (Gonçalves, et al., 2010)
78
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
O controlo preventivo do teor em sílica reactiva passa assim pelo controlo dos agregados utilizados no betão,
excluindo os agregados caracterizados como reactivos, ou seja, aqueles que possuem uma proporção da sílica
reactiva acessível. É necessária, então, uma metodologia fiável para a avaliação da reactividade aos álcalis dos
agregados utilizados no fabrico do betão.
Na especificação do LNEC E 461, é proposta a metodologia apresentada nas Figuras 7.3 e 7.4 para avaliar a
reactividade dos agregados, (E 461, 2007).
Figura 7.3 - Metodologia para determinar a reactividade dos agregados; adaptado de (E 461, 2007)
Figura 7.4 - Metodologia para determinar a reactividade dos agregados de classe II ou III; adaptado de (E 461, 2007)
79
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
No entanto, as metodologias estabelecidas na especificação do LNEC E 461, apresentadas acima, não têm em
conta o tamanho do agregado, podendo este no entanto influenciar a magnitude da expansão. De acordo com
a experiência Norueguesa, os agregados grossos conduzem a expansões maiores, facto que é tido em conta
através da designação "factor do tamanho do grão" (Gonçalves, et al., 2010).
Efectivamente, diversos estudos têm confirmado este comportamento, como se pode verificar pela Figura 7.5,
onde se a dimensão das partículas dos agregados for da ordem de grandeza das partículas do cimento, o
agregado acaba por actuar como uma pozolana, não se verificando qualquer expansão.
Figura 7.5 - Efeito da dimensão das partículas dos agregados na expansão de argamassas que contêm um teor de 6% de
agregados reactivos (Gonçalves, et al., 2010)
Tem vindo assim a ser estudada a hipótese de utilizar o próprio agregado reactivo para combater a RAS, ideia
especialmente interessante se o agregado for constituído essencialmente por sílica. No entanto, apesar dos
resultados positivos obtidos até a data, carece-se ainda da realização de ensaios de longa-duração para validar
a eficácia desta solução no comportamento do betão a longo prazo (Gonçalves, et al., 2010).
7.1.1.2.3. Controlo da humidade
Tendo em conta que é necessário um determinado teor de humidade (superior a 75% - 80%) no betão para
desencadear a RAS, qualquer método que previna o acesso da água a betões com agregados reactivos poderá
limitar o risco de desenvolvimento da RAS.
80
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
O controlo de acesso de humidade deverá acontecer ainda em fase de projecto, contemplando medidas
preventivas como, equipamentos, condutas ou soluções de projecto para a não acumulação da água, aplicação
de revestimentos por pintura ou selantes (Silva, 2005).
Face à possibilidade de ocorrerem reacções expansivas no betão em grandes massas, mesmo se protegido da
humidade, nas estruturas R3 deve ser usado em simultâneo um outro método de prevenção.
7.1.1.2.4. Modificação das propriedades expansivas do gel formado na reacção álcalis-sílica
A especificação LNEC E 461 refere que o carácter expansivo do gel resultante das reacções álcalis-sílica pode
ser alterado através da inclusão de sais de lítio (nomeadamente cloreto, carbonato, fluoreto, silicato, nitrato e
sulfato de lítio) na água de amassadura.
Ainda não está totalmente conhecido o mecanismo pelo qual os sais de lítio reduzem a expansão, embora
tenham sido propostas diversas hipóteses para explicar o seu efeito, nomeadamente: o ião lítio altera a
composição do gel da RAS, resultando num produto menos expansivo; reduz a dissolução da sílica; reduz a
polimerização da sílica e dos silicatos; reduz as forças repulsivas entre as partículas coloidais de gel (Silva,
2005).
Segundo a especificação LNEC E 461, é recomendada a utilização de nitrato de lítio, estando a sua dosagem
dependente da reactividade dos agregados (Tabela 7.5).
Tabela 7.5 - Dosagens mínimas duma solução a 30% de nitrato de lítio
Classe de reactividade dos agregados
Dosagem (Kg) de LiNO3 (a 30%) por Kg de Na2Oeq
no betão
Classe II
3.75
Classe III
5.95
7.1.1.3. Avaliação da susceptibilidade de misturas de agregados ou de composições de betão à
reacção álcalis-sílica
A especificação do LNEC E 461, faz ainda referência a que se não for aplicada nenhuma das medidas indicadas
no ponto anterior, os agregados classificados como pretencentes às classes II ou III podem ainda ser utilizados
no betão, misturados ou não com agregados da classe I, desde que, seguindo a metodologia indicada em
7.1.1.2.2., a mistura de agregados, ou uma dada composição de betão, seja classificada como não reactiva (E
461, 2007).
7.1.2. Reacções sulfáticas internas
Como foi abordado no capítulo 4, para que as reacções sulfáticas internas tenham lugar, é necessário que se
verifiquem em simultâneo as seguintes condições, (E 461, 2007):
81
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________

Temperaturas elevadas em betão jovem;

Teores críticos de álcalis, SO3 e C3A do cimento;

Água em quantidades suficientes;

Hidróxido de cálcio na solução dos poros do betão em quantidade suficiente.
Assim, à semelhança da RAS, bastará que uma destas condições não se verifique para prevenir as reacções
sulfáticas internas.
7.1.2.1. Níveis de prevenção
Para as reacções sulfáticas internas, aplica-se a abordagem estabelecida em 7.1.1.1. para as reacções álcalissílica (E 461, 2007).
7.1.2.2. Medidas preventivas
De acordo com os níveis de prevenção estabelecidos no ponto anterior, são estabelecidas medidas preventivas
a aplicar, nomeadamente, (E 461, 2007):

Nível P1 - não é necessário tomar medidas;

Nível P2 - aplicar uma das seguintes medidas:

o
Controlar a temperatura máxima do betão;
o
Controlar o teor de álcalis do betão e de aluminatos e sulfatos do ligante;
o
Controlar a humidade e manter o betão num estado relativamente seco;
o
Controlar o teor de hidróxido de cálcio;
Nível P3 - aplicar em geral, pelo menos, duas das medidas indicadas no nível P2.
7.1.2.2.1. Controlo da temperatura máxima do betão
Um dos principais factores determinantes para a RSI é, sem dúvida, a temperatura. Uma elevação da
temperatura acima de 70 ºC durante a presa do betão pode funcionar como um iniciador ou acelerador da
reacção química da DEF. Efectivamente, verifica-se que, entre os betões mais afectados por este tipo de
reacções, estão principalmente os pré-fabricados, curados em estufa, e os componentes maciços de betão
exposto ao ambiente húmido (Soares, et al., 2008).
Assim, de acordo com a especificação do LNEC E 461, a temperatura não deve exceder 65 ºC nas primeiras
idades do betão, podendo este controlo de temperatura ser feito actuando na composição do betão, durante e
após a sua colocação.
Em termos de composição do betão, poderá ser utilizado cimento de baixo calor de hidratação, limitar a
dosagem de cimento ou utilizar adições tipo II.
Já no que diz respeito ao segundo caso, pode promover-se o arrefecimento do betão durante o fabrico (p.e.,
com adições de nitrogénio líquido, de gelo na betoneira, ou arrefecendo previamente os agregados), durante e
82
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
após a colocação (p.e., fazendo circular água fria em condutas) ou realizar as betonagens fora dos períodos de
maior calor (E 461, 2007).
7.1.2.2.2. Controlo dos teores de álcalis no betão e de aluminatos e sulfatos do ligante
Aumentando o teor de álcalis como explicado no capítulo 4, é favorável à ocorrência das RSI, sendo assim
importante limitar o seu teor de modo a prevenir este tipo de reacções.
Assim, segundo a especificação do LNEC E 461, o teor de álcalis no betão, bem como os valores limites de SO 3 e
C3A são dados na Tabela 7.6.
Tabela 7.6 - Valores do teor de álcalis e de SO3 eC3A (Adaptado de (E 461, 2007))
Teor de álcalis no betão (Kg de Na2Oeq)
≤ 3,0
Valores limites de SO3 e C3A (em % de ligante)
SO3 ≤ 3,5% se C3A ≤ 3%
SO3 ≤ 2,5% se 3% < C3A ≤ 5%
7.1.2.2.3. Controlo da humidade
Neste caso, aplica-se integralmente a abordagem estabelecida para as RAS, no ponto 7.1.1.2.3.
7.1.2.2.4. Controlo do teor de hidróxido de cálcio
A etringite tem um carácter expansivo se a sua formação ocorrer em soluções saturadas de hidróxido de cálcio.
Assim, segundo a especificação LNEC E 461, de modo a reduzir a concentração de hidróxido de cálcio, podem
utilizar-se adições tipo II seguindo o estabelecido em 7.1.1.2.1. e, se houver necessidade de avaliar a aptidão
para controlar aquela concentração, deve recorrer-se ao estabelecido na secção 7.1.2.3. descrita de seguida (E
461, 2007).
7.1.2.3. Avaliação da susceptibilidade de composições do betão à reacção sulfática interna.
Seguindo a especificação LNEC E 461, no caso de não ter sido possível aplicar as medidas preventivas indicadas
anteriormente, pode-se ainda avaliar a susceptibilidade de uma dada composição de betão poder vir a
desenvolver reacções sulfáticas internas, realizando ensaios de expansão13.
No caso de haver expansão, o betão ensaiado é observado por microscopia electrónica de varrimento para
confirmar a presença de etringite. Se não for detectada a presença da mesma, a composição poderá ser usada
sem recorrer a medidas preventivas (E 461, 2007).
13
Metodologia abordada no anexo A.
83
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
7.2.
Medidas de mitigação e reparação
As medidas de mitigação consistem na sua maioria numa tentativa de limitar a entrada dos componentes
necessários às reacções para o betão, nomeadamente a quantidade de água, relacionada com o teor de
humidade, e a quantidade de solução alcalina (apenas para controlo da RAS).
Quanto à reparação, apesar de serem escassas as medidas existentes, são descritas alguns métodos possíveis
para a reparação de estruturas afectadas pelas reacções expansivas internas.
7.2.1. Controlo do teor de humidade e da quantidade da solução alcalina
A água desempenha um papel muito importante na degradação das estruturas de betão em geral e neste caso
em particular, nas estruturas afectadas pela RAS e pela DEF, devido à capacidade que os produtos destas
reacções têm para embeberem água. Assim, quanto maior a quantidade de água a que o betão está exposto,
mais severa será a degradação por RAS e DEF.
Fontes externas de água afectam irreversivelmente as estruturas de betão, verificando-se que ciclos alternados
de elevada humidade e de pouca humidade afectam muito mais as estruturas do que um ambiente saturado
ou quase saturado, pois levam mais rapidamente à fissuração do material (Cristino, 2008).
Assim, todas as estruturas devem ser consideradas como susceptíveis à ocorrência da RAS e da DEF,
exceptuando os betões que, por si mesmos, conseguem regular a humidade interna para valores inferiores a
80% (valor limite para a humidade relativa do ar), ou que se encontram permanentemente protegidos das
condições atmosféricas e de outras fontes de humidade, tais como elevada condensação, humidade capilar e a
água do mar.
Porém, há que salientar que o valor da humidade relativa depende da temperatura: por exemplo, se o valor da
humidade relativa do ar for de aproximadamente 40 ºC, então o valor limite de humidade relativa deve ser de
70% e não de 80% (Germain, et al., 2010).
A melhoria das condições de drenagem é uma das hipóteses possíveis para o controlo do teor de humidade no
betão, sendo uma opção simples e barata, altamente recomendável de modo a drenar a água da estrutura para
reduzir a taxa de expansão.
Para estruturas maciças, como pontes e reservatórios, a drenagem é um processo complexo, implicando a
abertura de furos abaixo da superfície de água. Nas barragens, a drenagem assume um papel duplamente
importante, contribuindo não só para limitar a disponibilidade da água para alimentar as reacções, como
também para a redução das pressões internas, melhorando a segurança da estrutura (Germain, et al., 2010).
84
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
7.2.2. A utilização de revestimentos impermeabilizantes
Uma das medidas consideradas mais eficazes é a utilização de revestimentos impermeabilizantes.
Mesmo na presença de um ambiente saturado em humidade, o tratamento de superfície do betão com
materiais altamente impermeáveis oferece um efeito importante na redução da expansão devida à RAS e/ou à
DEF. Os materiais considerados efectivos como revestimentos são (Cristino, 2008):

Revestimentos de superfície hidrofóbicos (silanos e siloxanos);

Produtos para pintar e tintas usadas nos edifícios (acrílicos, poliuretanos, poliéster e resinas époxidas);

Argamassas de cimento com polímeros.
Vários autores têm estudado a eficiência de vários tipos de revestimentos como solução para os betões
afectados por RAS (Tabela 7.7), sendo que os que se revelam maioritariamente mais eficazes são os
revestimentos por argamassas de cimento com polímeros e o revestimento com sais de lítio. Já relativamente à
DEF não existem dados na bibliografia que indiquem a sua eficácia no controlo desta reacção.
Apesar de alguns dos resultados serem controversos, a ideia de que são precisos três requisitos básicos para
que o revestimento seja considerado como efectivo é unânime entre todos os autores. Assim, um revestimento
deverá, além de prevenir a intrusão no betão de agentes agressivos, tais como água ou iões cloretos, permitir a
evaporação da humidade do interior do betão (Cristino, 2008). Por último, deve ter elasticidade e uma
estabilidade térmica suficiente para suportar ambientes com elevadas temperaturas assim como variações de
temperatura, mantendo as suas características de elasticidade e de deformação (Germain, et al., 2010).
A vida útil dos revestimentos por pintura, definida pelo fabricante, está relacionada com níveis de
desempenho. Este tipo de revestimentos pode manter-se inalterado de cinco a dez anos, se for correctamente
aplicado e estiver submetido a condições de exposição normais. No entanto, o seu envelhecimento natural,
aliado a uma constante exposição aos agentes atmosféricos e poluentes, e eventualmente, a desajustadas
opção de projecto, pela indicação de revestimentos inadequados à sua utilização, levam a uma degradação do
revestimento e ao aparecimento de anomalias, que afectam drasticamente o seu desempenho a nível estético
e de protecção (Cristino, 2008).
A desvantagem deste tipo de revestimentos reside no facto de poder ocultar o estado do betão, dificultando a
monitorização e acompanhamento do estado da estrutura, bem como de afectar a estética da mesma. Como
se pode observar na Tabela 7.7, nenhum dos tratamentos por pintura foi declarado como eficaz.
85
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tabela 7.7 - Tipo de revestimento e sua influência no controlo da expansão da RAS (Cristino, 2008)
86
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
7.2.3. Secagem do betão
A secagem do betão é aplicada com o intuito de diminuir a humidade do mesmo, eliminando assim um dos
factores necessários à ocorrência das reacções expansivas internas.
Este método pode ser forçado (por exemplo, através de secagem activa) ou natural (por exemplo, quando o
revestimento de protecção é instalado com caixa de ar interposta). No entanto, a viabilidade desta técnica é
discutível. Efectivamente, se a secagem pode apresentar eficácia em elementos finos e facilmente acessíveis, o
mesmo não acontece para estruturas maciças, como barragens ou partes da estrutura em contacto com a água
ou solo, como fundações (Germain, et al., 2010).
No caso das estruturas sujeitas às RAS, uma secagem activa pode ter o efeito contrário ao desejado, podendo
até contribuir para uma aceleração da reacção, através da introdução de um gradiente de humidade no interior
da estrutura e da concentração de álcalis em áreas onde a água se encontra.
Em todo o caso, verifica-se que a eficiência da secagem está dependente da velocidade de transferência da
água de dentro da estrutura, ou seja, da permeabilidade do betão.
Como desvantagens desta solução, estão associadas as possíveis dificuldades de implantação e manutenção,
podendo ainda acrescentar-se o elevado custo (Germain, et al., 2010).
7.2.4. Modificação das propriedades expansivas dos produtos de reacção com recurso a sais de
lítio
A modificação das propriedades expansivas dos produtos de reacção pelo emprego de sais de lítio tem sido
uma das medidas mais abordadas como forma de supressão da RAS e, mais recentemente, da DEF em
estruturas de betão armado afectadas por esta anomalia. O lítio tem sido utilizado experimentalmente como
adjuvante no betão para controlar a expansão devida à RAS, mostrando-se eficiente quando utilizado em
quantidades suficientes (Cristino, 2008).
No entanto, apesar de os parâmetros que afectam a eficiência deste composto estarem testados em
laboratório e confirmados com estudos em campo, a eficácia destes produtos em termos de tratamento dos
betões já afectados por estas reacções não é conhecida. É consensual que o tratamento de pequenas amostras
em laboratório com lítio reduz eficazmente a expansão; no entanto, verifica-se que existe falta de informação
relativamente à sua eficiência em campo (Germain, et al., 2010).
Apesar de uma grande variedade de compostos de lítio ter sido estudada para a inibição da RAS, é o nitrato de
lítio que tem sido apontado como o mais promissor e mais eficaz para esse objectivo (Cristino, 2008)
87
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
7.2.4.1. Métodos utilizados na aplicação do lítio
Aplicação tópica
A aplicação tópica é um dos métodos mais simples de aplicar lítio mas, apesar da sua simplicidade, possui uma
grande desvantagem, uma vez que apenas se pode aplicar em estruturas planas, como por exemplo
pavimentos e tabuleiros de pontes. Aliado a esta grande desvantagem, junta-se ainda o facto de a sua
eficiência (quantidade de lítio que se infiltra no betão e a profundidade de penetração do lítio) estar
dependente de inúmeros factores, nomeadamente (Cristino, 2008):

Tipo de composto de lítio a ser utilizado;

Velocidade de aplicação tópica;

Número de tratamentos;

Temperatura e teor de humidade do betão a tratar;

Qualidade do betão (p.e. permeabilidade);

Espessura do elemento a ser tratado;

Extensão da deterioração na altura do tratamento;

Presença de outro tipo de deterioração.
Migração electroquímica
O princípio básico desta técnica é uma adaptação da técnica electroquímica de extracção dos cloretos, com o
objectivo de mobilizar o lítio para o interior da estrutura. A técnica electroquímica de extracção dos cloretos
representa uma aplicação directa de corrente entre a armadura, que funciona como cátodo, e um ânodo
colocado temporariamente na superfície exterior do betão.
No caso da extrapolação desta técnica para o tratamento com lítio, o cátodo (armadura) é ligado ao terminal
negativo, enquanto que o ânodo funciona como o eléctrodo positivo. Uma vez que o lítio é um ião de carga
positiva, migrará do ânodo para a armadura, fazendo o percurso inverso aos cloretos (Figura 7.6).
Figura 7.6 - Esquema da migração do lítio durante o tratamento electroquímico (Cristino, 2008)
88
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Injecção sobre pressão
Os métodos convencionais de reparação utilizam o lítio misturando-o no fabrico do betão ou impregnando a
superfície com ele, ou seja, fazendo uso do fenómeno de capilaridade e gradiente de concentração. No
entanto, apesar de o objectivo ser a reparação, a profundidade de penetração não é de mais que alguns
centímetros.
De modo a aumentar esta profundidade, são utilizadas técnicas de injecção sob pressão. Assim, uma solução
de 40% de LiNO3 é injectada sob pressão num furo feito para o interior do betão, permitindo este método uma
inibição interior das reacções, o que se torna difícil apenas com o uso dos métodos convencionais. Existe no
entanto, a desvantagem de este método ser desaconselhado para estruturas muito afectadas pelas reacções
expansivas internas, pois as pressões internas podem conduzir à rotura da estrutura de betão (Cristino, 2008).
7.2.5. A injecção de fendas
Poderia pensar-se que o melhor produto a utilizar na injecção seria a calda de cimento, mas dois aspectos
contradizem esta ideia. A injecção com calda de cimento não só iria aumentar o teor de álcalis no betão,
podendo acelerar ou reactivar as reacções, como também se verifica que as partículas de cimento em pó
(mesmo para os melhores cimentos) são demasiado grandes para penetrar em fendas muito pequenas. No
entanto, hoje em dia, se a primeira ideia continua a ser um senão à utilização de calda de cimento, o tamanho
das partículas já não o é. Efectivamente, ao longo do tempo, têm sido desenvolvidos cimentos com partículas
suficientemente finas para penetrarem nas fendas mais reduzidas.
Assim, é necessário recorrer a resinas para a reparação deste tipo de estruturas. No entanto, de modo a poder
ser utilizada em estruturas de betão danificadas por reacções expansivas, uma resina deve cumprir vários
critérios. Deve ter uma viscosidade suficientemente baixa para permitir penetrar nas microfissuras sob níveis
de tensão moderados, mas não tão baixa que seja absorvida pelos poros do betão dos lados da fissura e esta
fique novamente vazia após o cessar da injecção. Deve ainda ter uma molhabilidade excelente, de forma a ser
capaz de absorver os produtos da reacção, na forma de gel ou pó, que possam eventualmente estar na fissura
(Germain, et al., 2010).
No entanto, verifica-se que o ponto fraco desta técnica reside na quase impossibilidade, comprovada através
da experiência, de injectar uma resina numa fenda com uma abertura de valores inferiores a 0,1 milímetros. Já
para valores entre 0,1 e 0,3 milímetros, apesar de o preenchimento da fenda se verificar, é difícil conseguir
preencher as suas ramificações.
Testes feitos a este método revelaram que a selagem das fendas com resina em nada aumenta a resistência do
betão. Verifica-se também que este apenas se mostra eficaz em obras com idades em que o potencial reactivo
já é diminuto. Efectivamente, este método apenas impede a água de ficar dentro das fendas, uma vez que a
resina, desde que seja suficientemente flexível, irá acompanhar a abertura posterior das fissuras (Germain, et
al., 2010).
89
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
7.2.6. Demolição parcial ou parcial com reconstrução
Tratando-se de estruturas localizadas em espaço público, uma decisão de demolição e reconstrução pode ser
preferida a outra solução de reparação ou tentativa de parar a reacção de expansão, não por razões técnicas,
mas sim por uma questão, muitas vezes, de segurança pública.
A decisão de demolição e, portanto, substituição de uma estrutura é sempre complicada, sendo também uma
solução com elevado custo mas que por vezes se torna inevitável. Esta desvantagem pode ser minorada pela
utilização da demolição/reconstrução parcial da estrutura, quando tal é possível (Germain, et al., 2010).
90
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
8.
Influência das reacções expansivas internas do betão no seu
desempenho estrutural
No início da utilização do betão, apenas se conseguiam obter betões de baixa resistência, pelo que as peças
eram fabricadas com grandes secções e com grandes espessuras de recobrimento. A tudo isto acresce o facto
de as armaduras utilizadas serem de aço macio e o betão não apresentar, em geral, fendilhação. Todos estes
factores contribuíam para que as armaduras apresentassem uma longa duração, fazendo assim com que o
betão fosse visto como um material de duração ilimitada.
Efectivamente, hoje em dia exige-se como características fundamentais de um material estrutural de
construção, que este possua uma resistência às forças a que está sujeito e que se apresente durável, ou seja,
que durante a sua vida conserve os requisitos de projecto em termos de segurança, de funcionalidade e
estética, sem custos de manutenção não previstos.
Inicialmente este último parâmetro, durabilidade, não era explicitamente tido em conta. Contudo, as
estruturas apresentavam-se duráveis, facto que aparecia como consequência quer do betão fabricado, cujo
critério de aceitação apenas se baseava na sua resistência, quer devido aos níveis de poluição de então serem
muito reduzidos comparados com a actualidade.
Um aprofundar dos conhecimentos sobre o betão, a sua composição e as propriedades dos ligantes e
consequente melhoria de todas estas características, contribuíram não só para um aumento da sua resistência
à compressão, Figura 8.1, mas também para uma diminuição da secção dos elementos (Coutinho, 1998).
Figura 8.1 - Evolução das resistências médias à compressão do betão aos 28 dias fabricado com cimento portland
(Coutinho, 1998)
91
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
No entanto, todos estes factores levaram a que a protecção das armaduras pela elevada alcalinidade do betão
envolvente deixasse de ser tão eficaz como no início da utilização do betão armado, começando assim a
verificar-se acidentes em estruturas relativamente recentes.
As inter-relações entre os principais factores que influenciam a durabilidade e as suas consequências em
termos de desempenho podem-se resumir da maneira esquematizada na Figura 8.2.
Figura 8.2 - Conceitos de durabilidade e desempenho de uma estrutura de betão e as suas inter-relações (Adaptado de
(CEB, 1992))
O desempenho de uma estrutura envolve fundamentalmente as noções de segurança (e portanto resistência),
de funcionalidade (rigidez) e também do aspecto geral (superficial) e, assim, depende da durabilidade da
estrutura, sendo consequência dos graus de deterioração do betão e corrosão das armaduras.
Designa-se por anomalia estrutural a ciência que estuda os fenómenos que afectam o comportamento
estrutural de uma construção. A função estrutural é entendida como a capacidade de uma construção deve
possuir para suportar com segurança as acções.
As anomalias estruturais podem ocorrer antes da construção (devido a erros de projecto), durante esta (devido
a erros de execução), no decurso da exploração normal da estrutura (devido a acções biomecânicas, acções do
ambiente), em consequência de catástrofes naturais imprevisíveis (acções de acidente) ou ainda pela vontade
humana de uma forma activa (alterações das condições de serviço)
92
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
É importante sublinhar que, à parte das catástrofes naturais, o factor humano é o principal causador dos
problemas do betão mesmo quando não é directamente o agente da deterioração. De facto, os factores
naturais só provocam danos graves quando houve uma concepção inicial inadequada, uma conservação
deficiente ou uma negligência imperdoável (Coutinho, 1998).
Nos últimos 60 anos, tem-se assistido a um esforço enorme de investigação que mobiliza não só engenheiros
civis mas também químicos e geólogos, visando uma melhoria ao nível do prognóstico e diagnóstico da
estrutura, visando uma detecção atempada do estado da estrutura bem como uma previsão do seu
comportamento futuro (Gomes, 2008).
No presente capítulo, pretende-se, assim, não só avaliar quais os tipos de anomalias estruturais provocadas
pelas reacções expansivas descritas anteriormente, mas também compreender o seu efeito na segurança
estrutural de uma estrutura.
8.1. Anomalias estruturais resultantes das reacções expansivas internas
Normalmente, a detecção de reacções expansivas internas está associada primeiramente a fenómenos
estruturais visíveis à superfície do betão, identificáveis desde logo através da inspecção visual, nomeadamente,
a fendilhação, a qual pode afectar, e por vezes até severamente, a funcionalidade das estruturas.
A fendilhação associada a estas reacções, como já referido, é frequentemente irregular (tipo “craquelet”) mas
pode também apresentar uma orientação definida quando o confinamento (ou tensões de compressão
existentes na estrutura) impedem essa fendilhação com qualquer orientação (Appleton, et al., 2010).
Figura 8.3 - Fissuração orientada segundo as armaduras principais num arco (à esquerda), e fissuração tipo "craquelet"
no pavimento do coroamento de uma barragem (Silva, 2010)
93
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
O aumento de volume, provocado pelos geles resultantes deste tipo de reacções, acaba por actuar como uma
deformação imposta no betão, o que origina localmente um aumento significativo de tensões capazes de
atingir a sua resistência à tracção e consequentemente micro fendilhação.
Verifica-se, assim, uma redução das propriedades mecânicas do betão, nomeadamente da resistência à
compressão e à tracção, bem como do módulo de elasticidade, estando estas alterações directamente ligadas à
magnitude da expansão. Na Tabela 8.1, apresentam-se os valores apresentados pelo ISE (Institution of
Structural Engineers), relativos aos testes feitos, com o intuito de relacionar o efeito nas diferentes
propriedades do betão, determinadas aos 28 dias, de diferentes magnitudes de expansão.
Tabela 8.1 - Valores apresentados pelo ISE, relativos aos testes feitos com intuito de relacionar o efeito nas diferentes
propriedades do betão (determinadas aos 28 dias), de diferentes magnitudes de expansão (Castro, et al.)
Propriedades mecânicas
Valor de expansão livre (%)
0,05
0,1
0,025
0,5
1
Forças de compressão
0,95
0,8
0,6
0,6
-
Força de tracção
0,85
0,75
0,55
0,4
-
Módulo de elasticidade
1
0,7
0,5
0,35
0,3
Estes valores, apesar de não terem uma aceitação unânime, registam-se como uma referência à estimativa do
grau de afectação das propriedades mecânicas do betão, provocado pelas AAR.
A evolução deste fenómeno, durante o processo de expansão, está dependente de diversos factores,
nomeadamente a magnitude, heterogeneidade e evolução no tempo da expansão, geometria e apoios da
estrutura e ainda o grau de comprometimento das propriedades mecânicas do betão (Castro, et al.).
No que diz respeito aos apoios da estrutura, podem distinguir-se diferentes níveis de afectação das estruturas,
tendo em conta o seu nível de hiperstatia. Enquanto que, nas estruturas isostáticas, o desenvolvimento da
expansão até níveis moderados, apesar de causar micro fendilhação e afectar as propriedades mecânicas do
betão, não induz fendilhação estrutural, nas estruturas hiperestáticas, pelo contrário, a expansão origina
alterações significativas ao nível das tensões, levando assim a uma fendilhação importante.
Outros dos aspectos importantes a considerar é a distribuição da reacção pelo corpo da estrutura, o que pode
ser especialmente perigoso para a mesma. Efectivamente, diferentes condições ambientais (não só a
temperatura e a humidade, já referidas, mas também o vento e a exposição solar), materiais com diferentes
níveis de reactividade e diferentes níveis de água, bem como as variações na permeabilidade do betão, entre
outros factores, podem originar diferentes níveis de tensões e, consequentemente, diferentes níveis
expansivos em diferentes partes do corpo da estrutura, o que se verifica ser extremamente perigoso, tornando
a estrutura heterogénea e com comportamentos distintos.
94
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Efectivamente, existem estruturas onde esta fendilhação é de tal ordem que compromete significativamente as
condições de funcionalidade e segurança das mesmas, levando a trabalhos de reabilitação onerosos, ou mesmo
ao abandono e demolição da estrutura. No entanto, e contrariamente, verifica-se também a existência de
estruturas onde, depois de várias décadas, o processo de expansão cessa, ou ocorre de forma homogénea
introduzindo uma compressão generalizada bem aceite pelo betão, sem que se verifiquem danos relevantes na
estrutura (Castro, et al.).
De extrema importância ainda, a fendilhação associada a estas reacções contribui para uma aceleração do
processo de despassivação das armaduras e consequentemente do processo de corrosão que, como se sabe, é
um dos principais factores de degradação das estruturas de betão armado.
Para além da fendilhação, podem ainda ser identificados outros processos de degradação estrutural com
extrema relevância na segurança da estrutura, nomeadamente (Appleton, et al., 2010):

Importantes deformações, que chegam a ultrapassar 5‰ (500 x 10-5) o que equivale
a
uma variação de temperatura de 500 ºC. Compreende-se assim os danos brutais que se observam em
algumas obras, associados a estas reacções.

Corrosão das armaduras com a consequente perda de secção das armaduras, delaminação e perda da
secção do betão, perda de aderência aço-betão e redução da ductilidade das armaduras;

Introdução de tensões de tracção nas armaduras que atravessam as fendas, às quais é imposta a
deformação de expansão observada.
Estas tracções podem atingir valores que originam a cedência das armaduras sendo então a deformação de
expansão concentrada numa extensão reduzida junto à fenda (da ordem dos 5 a 10 cm), o que se traduz numa
transferência mais gravosa da extensão para a armadura, podendo originar a sua rotura (quando atingida a
tensão última do aço). Este é talvez o aspecto mais grave deste processo de deterioração, o qual poderá vir a
reduzir significativamente a segurança das obras e pôr em causa a sua utilização e segurança;

Redução das características de deformabilidade (redução do módulo de elasticidade do betão) e da
resistência do betão;
O decréscimo no módulo de elasticidade referenciado, leva consequentemente a aumento da deformação da
estrutura, contribuindo para uma redução dos níveis de tensão da mesma. Como as tensões de compressão e
tracção suportadas pelo betão diminuem, é de extrema importância avaliar as condições de segurança
estruturais, considerando as novas propriedades mecânicas reais do betão (Castro, et al.).

Expansão global da obra, verificando-se em várias situações que no Inverno, a contracção devida à
redução de temperatura é largamente ultrapassada pelas reacções expansivas, favorecidas pela maior
presença de água nesse período. Nesta situação pode ocorrer o esmagamento da estrutura, se a
expansão não for permitida, com elevados danos na mesma.
95
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Na figura 8.5, apresenta-se sucintamente os efeitos estruturais resultantes das reacções expansivas do betão, e
de que modo estes interferem no funcionamento da estrutura, (Appleton, 2010).
Figura 8.4 - Esquema da influência das reacções expansivas internas no comportamento estrutural do betão (Appleton,
2010)
96
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
9.
Modelação estrutural das reacções expansivas internas
Conforme foi apresentado, os processos de deterioração do betão devido às reacções expansivas internas
ocorrem a nível microscópico, provocando expansões e microfissuração no betão, alterando as suas
propriedades mecânicas e podendo introduzir deformações e danos irreversíveis nas estruturas.
Hoje em dia, é possível modelar o comportamento das estruturas de betão sujeitas a estes processos de
deterioração, analisando a evolução dos processos expansivos, o desenvolvimento da fissuração e o
comportamento diferido do betão.
Os modelos de análise estrutural são idealizações relativas às propriedades estruturais e às acções que, através
de hipóteses adequadas, permitem relacionar parâmetros característicos destas propriedades e acções com
parâmetros representativos das respostas estruturais (Piteira Gomes, 2008).
O comportamento mecânico do betão, tal como o de outros geomateriais, é complexo. Quando comprimido,
apresenta um comportamento não linear, que se torna muito mais evidente após o início da fendilhação,
resultando esta não linearidade fundamentalmente do comportamento não linear dos materiais
intervenientes.
No caso de se encontrar sujeito a esforços de tracção, o seu comportamento é considerado linear e elástico,
até a ocorrência da fendilhação. Após fendilhar, o comportamento do betão é regido pela sua capacidade de
absorção de energia, e pelas armaduras que atravessam o mesmo.
No entanto, no presente capítulo, tentou-se abordar o comportamento do betão de uma maneira simplificada,
com modelos simples, considerando que este se mantém linear mesmo após a fendilhação. Apesar da crueza
desta hipótese, esta permite tirar algumas conclusões quanto ao que acontece no betão após fendilhação.
97
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
9.1. Análise dos efeitos das reacções expansivas internas por elementos
finitos
De modo a perceber os efeitos estruturais resultantes das REI em pilares, procedeu-se à execução e análise de
diversos modelos planos de elementos finitos, utilizando para o efeito o software SAP2000. Foram assim
analisadas as secções correntemente utilizadas em pilares de obras de arte, nomeadamente, a secção circular,
rectangular e em losango (oca) (Figura 9.1), de modo a tirar algumas conclusões sobre qual a mais susceptível a
estes efeitos. De referir que os efeitos que serão analisados correspondem a tensões que ocorrem no plano.
Figura 9.1- Secções transversais dos pilares analisados
98
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
9.1.1. Avaliação de uma secção circular
9.1.1.1. Definição do modelo
Na modelação das secções pelo método dos elementos finitos, foram considerados dois tipos de elementos;
elementos isoparamétrico de 4 e 3 nós para simular o betão e o linear de dois nós para simular a armadura,
com comportamento axial.
O primeiro modelo analisado foi o do pilar circular. Começou-se por definir os materiais utilizados, acedendose ao menu Define  Materials  Add New Material, como se mostra na Figura 9.2 para o betão C30/37.
Figura 9.2 - Definição do material C30/37
Procedendo depois de maneira semelhante, definiu-se o aço A235, com um peso volúmico de 76,8 kg/m3, e um
módulo de elasticidade de 200 MPa. No que se refere à tensão de cedência, f yd, foi atribuído o valor tabelado
de 204 MPa. A opção da utilização do aço A235 liso, recai no facto de a análise pretender simular obras mais
antigas, onde o aço utilizado era de resistência mais reduzida do que os utilizados na actualidade.
Seguidamente, foi definido um elemento de shell, de um metro de espessura com a geometria pretendida,
recorrendo à opção Define --> Section propreties --> Area section, Figura 9.3. Dividiu-se depois a respectiva área
de modo a fazer uma análise de elementos finitos, como se pode observar na Figura 9.4.
99
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.3 - Definição do elemento de shell
Figura 9.4 - Elemento de shell, com 2,6 m de diâmetro e 1 metro de espessura
Por último recorreu-se à opção, Define --> Section properties --> Frame section, figura 9.5, de modo a definir
um varão de aço com uma área igual à de varões de Φ10//0,2 m num metro de espessura de laje, ou seja, com
uma área de 0,0224m2. Efectivamente, devido ao facto da modelação ser feita para uma secção de espessura
unitária, esta é a área de aço correspondente a essa mesma espessura. Só com um modelo tridimensional seria
100
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
possível simular o efeito na vertical das armaduras de cintagem não contribuindo, no entanto, este parâmetro
para o objectivo da presente modelação.
Figura 9.5 - Definição dos varões das cintas do pilar
Nesta fase houve a preocupação de garantir a compatibilidade entre os elementos que simulam o betão e os
que simulam a armadura. Assim, garantiu-se a interligação entre todos os nós de modo a garantir a
compatibilidade e uma correcta transmissão de esforços entre estes, como se pode ver na Figura 9.6.
101
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.6 - Exemplo da interligação entre os elementos que simulam o betão e a armadura, e entre os elementos de
betão entre si
Por último, atribui-se uma restrição de deslocamentos a um ponto da secção, de modo a não condicionar o
comportamento desta, mas permitindo a sua análise no programa. No caso da secção circular, esse ponto foi o
ponto central.
Apresenta-se, de seguida, o modelo utilizado para a análise da secção circular com 2,6 m de diâmetro com
uma malha de elementos finitos, incluindo as armaduras de cintagem do pilar.
Figura 9.7 - Modelo plano da secção transversal do pilar circular em estudo
Com o modelo concluído, partiu-se de um primeiro pressuposto que a expansão no betão pode ser simulada
como uma deformação imposta ao betão, através de uma variação de temperatura (Appleton, et al., 2010). De
forma a testar este mesmo pressuposto, começou por se aplicar uma variação de temperatura de 1 ºC em toda
a secção de betão, obtendo os seguintes resultados:
102
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.8 - Modelo de secção sujeita a variação de temperatura unitária nos elementos de betão. Tensões no betão em
cima, e forças/tensões na armadura em baixo;
Como se pode observar pela Figura 9.8, a secção não apresenta praticamente tensões de tracção no betão, o
que significa que a modelação das reacções expansivas internas não reproduz o fenómeno.
Assim, em vez de aplicar uma variação de temperatura a toda a secção, atribuí-se apenas uma variação de
temperatura unitária a alguns elementos, escolhidos arbitrariamente (figura 9.8), obtendo a distribuição de
tensões indicadas na Figura 9.10. Apesar de aleatória, a escolha dos elementos aos quais se atribui a
temperatura unitária concentrou-se mais na periferia da secção, uma vez que é aqui que as reacções têm mais
expressão, dafo o acesso da água proveniente do exterior.
103
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.9 - Acção imposta (ΔT=1ºC) em diversos elementos escolhidos aleatoriamente, salientados na figura a azul;
Figura 9.10 - Tensões no betão (em cima) e na armadura (em baixo), resultantes de uma variação de temperatura de 1
ºC, em diversos elementos escolhidos aleatoriamente;
104
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
As tensões obtidas revelam que esta modelação é razoável, e estabelece um paralelismo com a acção
localizada dos fenómenos de expansão no interior do betão.
9.1.1.2. Apresentação dos resultados
De maneira a obter a distribuição de tensões quer no betão quer na armadura, para uma secção circular,
analisaram-se 3 secções, sendo que a diferença entre as mesmas recai no facto de que em cada uma delas, os
elementos escolhidos arbitrariamente se alteram. Deste modo pode verificar-se qual a influência da escolha
dos elementos sujeitos a temperatura unitária na modelação, ou seja, se as tensões obtidas diferem muito com
o posicionamento e número destes. Dada a incerteza sobre a localização dos agregados reactivos, seria
importante simular várias possíveis localizações. Assim, no âmbito deste estudo consideraram-se 3 modelos.
Posteriormente, para a análise de dados, procede-se à média das tensões obtidas nos 3 modelos efectuados
para cada caso.
Para cada um dos modelos realizados foram recolhidos os valores médios das tensões numa zona interior e
exterior da secção de betão, sendo a zona exterior considerada como a zona mais periférica da secção onde se
concentram os elementos sujeitos a uma temperatura unitária, com tensões de tracção mais elevadas. Na
figura 9.11 apresenta-se uma ilustração de como se obtiveram estes valores médios.
Figura 9.11 - Ilustração de como se obteve o valor médio das tensões da zona interior e exterior do betão
105
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Modelo plano pilar circular 1:
Figura 9.12 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar circular 1
Figura 9.13 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 1 com respectiva
escala de cores, para ΔT = 1 ºC
Tabela 9.1 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar circular 1,
para ΔT=1 ºC
Betão no exterior
σctrac (kPa)
124
Betão no interior
σctrac (kPa)
25
106
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Modelo plano pilar circular 2:
Figura 9.14 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar circular 2
Figura 9.15 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 2 com respectiva
escala de cores, para ΔT = 1 ºC
Tabela 9.2 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar circular 2,
para ΔT=1 ºC
Betão - exterior
σctrac (kPa)
83
Betão - interior
σctrac (kPa)
19
107
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Modelo plano pilar circular 3:
Figura 9.16 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar circular 3
Figura 9.17 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 3 com respectiva
escala de cores, para ΔT = 1 ºC
Tabela 9.3 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar circular 3
Betão - exterior
σctrac (kPa)
75
Betão - interior
σctrac (kPa)
19
Após a recolha das tensões máximas no betão para os três modelos, procedeu-se à média destes valores,
expressos na Tabela 9.4.
108
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tabela 9.4 - Média dos valores das tensões máximas obtidas nos três modelos de pilar circular
Betão no exterior
Média σctrac (kPa)
93,91
Betão no interior
Média σctrac (kPa)
21,00
Com base nestes valores e tendo em conta o valor de tensão para o qual o betão fendilha, fct = 2000 KPa,
consegue-se estimar qual a variação de temperatura necessária para que ocorra a fendilhação do betão num
pilar circular, como se mostra de seguida,
(9.1)
Ou seja, para
, equivalente a uma extensão de
.
Pode verificar-se que se trata de um valor reduzido comparado com as extensões observadas em elementos
sujeitos a reacções expansivas internas (REI), referidos anteriormente no capítulo 5.
Quanto às tensões ao nível da armadura, verifica-se que até ocorrer a fendilhação do betão estas mantêm um
valor reduzido, como pode observar-se nas Figuras 9.18 e 9.19, onde se observam as distribuições de esforços
axiais na armadura, dos 3 modelos não fendilhados, já apresentados acima. Para cada caso é ainda
apresentada uma tabela, com o valor máximo de esforço axial obtido e respectiva tensão, obtida dividindo o
valor do esforço axial pela área de armadura existente.
Figura 9.18 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar circular 1, para ΔT = 1 ºC
Tabela 9.5 - Máximo valor de esforço axial para o modelo de pilar circular 1, e respectiva tensão, para ΔT = 1 ºC
Fs (KN)
σs (MPa)
0,7
1,9
109
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.19 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar circular 2, para ΔT = 1 ºC
Tabela 9.6 - Máximo valor de esforço axial para o modelo de pilar circular 2, e respectiva tensão, para ΔT = 1 ºC
Fs (kN)
σs (MPa)
0,3
0,7
Figura 9.20 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar circular 3, para ΔT = 1 ºC
Tabela 9.7 - Máximo valor de esforço axial para o modelo de pilar circular 3, e respectiva tensão
Fs (kN)
σs (MPa)
0,5
1,3
Observou-se assim o esperado, ou seja, valores de tensões nas armaduras reduzidos para um betão não
fendilhado.
Admitindo agora a progressão no tempo da expansão devido às REI, modelaram-se de novo as secções acima
referidas mas agora admitindo as secções de betão já fendilhadas. Para a modelação das fendas, foram
introduzidas descontinuidades ao nível dos elementos de betão ao longo do perímetro da secção, mantendo a
110
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
continuidade dos elementos lineares que simulam a armadura. Mais uma vez houve a preocupação de garantir
a continuidade entre os elementos lineares utilizados para a armadura e os isométricos que simulam o betão,
após a simulação das fendas, como se mostra na Figura 9.21.
Figura 9.21 - Exemplo da abertura de fendas na secção
Não foi tomado nenhum valor de referência quanto à abertura de fendas ou ao afastamento entre as mesmas.
Esta opção foi tomada tentando simular a realidade onde as fendas no betão não apresentam todas a mesma
abertura ou o mesmo afastamento entre si. A modelação da localização das fendas é ainda independente do
modelo anterior que fundamenta a ocorrência da fendilhação. Trata-se de uma simplificação do estado
fendilhado, que só com um modelo não linear se poderia simular com mais rigor, considerando a evolução
quer da abertura e propagação da fenda com o aumento da intensidade das REI (ΔT equivalente).
Nesta análise das secções fendilhadas, será de esperar que as tensões quer no betão, quer nas armaduras
sejam agora superiores aos registados para os casos das secções não fendilhadas.
Modelo plano pilar circular 1, fendilhado:
Figura 9.22 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para modelo plano pilar circular 1,
fendilhado
111
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.23 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 1, fendilhado, para
ΔT = 1 ºC
Tabela 9.8 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar circular 1,
fendilhado, para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (kPa)
139
Betão no interior
σctrac (kPa)
33
Figura 9.24 - Distribuição do esforço axial na armadura da secção de betão do modelo pilar circular 1, fendilhado, para
ΔT = 1 ºC
No caso da secção fendilhada, os esforços axiais e, consequentemente, as tensões mais elevadas ocorrem nos
locais onde se encontram as fendas. Na Figura 9.25, é possível ver qual o valor da tensão na armadura em cada
112
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
abertura de fenda, ao longo de todo o perímetro de cintagem do pilar, bem como a média dos valores das
tensões de tracção, σs = 7,8 MPa para uma variação de temperatura unitária.
Tensões na cinta do pilar circular 1, fendilhado, para ΔT=1ºC
30,00
25,00
20,00
15,00
σs (MPa)
10,00
média
5,00
0,00
-5,00 0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
-10,00
-15,00
x (m)
Figura 9.25 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 1, fendilhado, para um ΔT=1ºC
Para além do valor médio, pode observar-se também o valor da tensão de pico, que neste caso é σs = 27MPa.
Como se pode observar tanto na Figura 9.25, como na figura 9.24, foram obtidas tensões de compressão nas
armaduras. Estes valores não foram tidos em conta, aquando do cálculo das tensões média, sendo o mesmo
admitido nas modelações seguintes.
Modelo plano pilar circular 2, fendilhado:
Figura 9.26 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para o modelo plano pilar circular
2, fendilhado
113
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.27 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 2, fendilhado, para
um ΔT = 1ºC
Tabela 9.9 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar circular 2,
fendilhado, para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (kPa)
96
Betão no interior
σctrac (kPa)
21
Figura 9.28 - Distribuição do esforço axial na armadura da secção de betão do modelo pilar circular 2, fendilhado, para
um ΔT=1ºC
Como no caso anterior, observaram-se os valores dos esforços axiais na armadura das zonas fendilhadas,
obtendo assim os valores das tensões observadas na Figura 9.29.
114
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tensões na cinta do pilar circular 2, fendilhado, para ΔT=1ºC
25,00
20,00
15,00
σs (MPa)
10,00
média
5,00
0,00
-5,00 0,00
-10,00
2,00
4,00
6,00
8,00
x (m)
Figura 9.29 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 2, fendilhado, para um ΔT=1ºC
Da observação da figura é possível verificar que o valor médio da tensão de tracção nas armaduras é de σs=7
MPa, com um valor de pico de σs=22 MPa, mais uma vez bastante superior ao valor médio.
Modelo plano pilar circular 3, fendilhado:
Figura 9.30 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária a azul para modelo plano pilar circular 2,
fendilhado
115
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.31 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar circular 3 fendilhado, para
um ΔT = 1ºC
Tabela 9.10 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar circular 3,
fendilhado, para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (KPa)
96
Betão no interior
σctrac (KPa)
21
Figura 9.32 - Distribuição do esforço axial na armadura da secção de betão do modelo pilar circular 3, fendilhado;
116
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Através do Figura 9.33 pode observar-se que a tensão na armadura neste terceiro caso é mais baixa do que as
anteriores, o que pode estar relacionado com o número de elementos aos quais se atribuiu a variação de
temperatura ser mais reduzido neste caso. Assim, a média da tensão observada no perímetro da armadura é de
σs = 2,3 MPa, com um valor de pico de σs = 12,7 MPa, para um ΔT = 1ºC.
Tensões na cinta do pilar circular 3, fendilhado, para ΔT=1ºC
15,00
10,00
5,00
σs (KPa)
0,00
-5,00
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
média
-10,00
-15,00
x (m)
Figura 9.33 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 3, fendilhado, para um ΔT=1ºC
Tendo em conta quer os valores médios das tensões nas armaduras, quer os seus valores de pico nos 3
modelos fendilhados realizados, obteve-se a sua média.
Tabela 9.11 - Valor médio das tensões médias nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura e
extensão necessários para a cedência das mesmas para a secção circular fendilhada;
σs média (MPa)
ΔT (ºC)
ƐREI
5,7
40,7
4E-04
Tabela 9.12 - Valor de pico das tensões nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura e extensão
necessários para a cedência das mesmas para a secção circular fendilhada;
σs de pico (MPa)
ΔT (ºC)
ƐREI
20,7
11,4
1E-04
Como era esperado, após a fendilhação do betão, o valor da tensão de tracção aumentou, para mais de quatro
vezes o valor que se obteve aquando do betão não fendilhado, e quase vinte vezes superior no caso do valor de
pico. Consequentemente, a variação de temperatura e a expansão, ƐREI, para as quais as armaduras entram em
cedência diminuem. Para uma secção circular de betão fendilhado, se se tiver em conta o valor médio das
tensões de tracção, a cedência das armaduras ocorrerá para um valor de temperatura de 40,72 ºC, o que
117
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
corresponde a uma extensão equivalente de ƐREI= 4E-04. Já no caso da tensão de pico, o caso torna-se mais
preocupante, bastando uma variação de temperatura de 11,4 ºC, ou seja uma extensão ƐREI= 1,1E-04 para que
as armaduras entrem em cedência.
9.1.1.3. Síntese dos resultados
Os resultados obtidos com a modelação da secção circular foram os esperados. Efectivamente, era de esperar
que se gerassem tensões de tracção no betão suficientes para originarem a fendilhação do mesmo, verificandose que não são precisas temperaturas, e consequentemente expansões ƐREI, muito elevadas, bastando que o
betão atinja uma temperatura de 21,3 ºC, correspondente a uma extensão de 2,13E-04 para que isso venha a
acontecer.
Tensões de tracção no betão - Pilar circular
2500
2000
σctrac (KPa)
1500
pilar circular s/ fendas
1000
pilar circular c/ fendas
500
0
0
10
20
30
ΔT (ºC)
Figura 9.34 - Comparação das tensões de tracção máximas no betão, para a secção circular na situação antes e após
fendilhação
Pode concluir-se também através da observação da figura 9.34, que quando o betão fendilha, as tensões de
tracção no betão sofrem um aumento, necessitando de uma temperatura menor para que a fendilhação
progrida.
Quanto às tensões no betão, foi ainda analisada a influência da modelação, nomeadamente do número e
distribuição dos elementos aos quais se atribuiu a temperatura unitária, observando-se que o número de
elementos afecta a tensão máxima obtida, uma vez que se registaram tensões maiores no caso onde existia um
maior número destes elementos. Já no caso na distribuição de tensões, verificou-se que os valores mais
elevados se registam junto aos locais onde existe uma maior concentração de elementos sujeitos a
temperatura unitária.
Quanto às tensões ao nível das armaduras, registou-se que estas mantêm um valor mais reduzido enquanto o
betão não fendilha.
118
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tensões na armadura de cintagem - Pilar circular
250
200
150
σs (MPa)
pilar circular - c/ fendas
(tensão média)
100
pilar circular - c/ fendas
(tensão de pico)
50
0
0
25
50
75
100
ΔT (ºC)
Figura 9.35 - Comparação das tensões nas armaduras das cintas, para a secção circular após fendilhação, para um ΔT=1ºC
Pelo contrário, quando ocorre a fendilhação do betão, estes valores sofrem um aumento significativo, uma vez
que como referido, as cintas do pilar ficam sujeitas a tensões maiores, verificando-se que bastará uma
temperatura de aproximadamente 41 ºC, e consequentemente uma expansão de ƐREI= 4,1E-04 ao nível das
mesmas para que se dê a sua cedência, considerando a tensão de tracção média, e uma temperatura reduzida
de 11,36 ºC, ou seja, uma extensão, ƐREI= 1,1E-04, no caso da tensão de pico registada (Figura 9.35).
Quanto à influência da modelação nas tensões nas armaduras, verificou-se que apesar dos valores máximos
obtidos não variarem muito com o número de elementos sujeitos a temperatura unitária, as tensões maiores
surgem junto às zonas onde estes elementos se situam mais perto da extremidade da secção.
119
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
9.1.2. Avaliação de uma secção rectangular
9.1.2.1. Definição do modelo
À semelhança do que já foi feito para a secção circular, e tendo em conta as mesmas preocupações ao nível da
compatibilização entre elementos, modelou-se uma secção transversal de um pilar rectangular, de dimensões
2,7 x 1,15 m, com a mesma espessura de 1 m, e armadura transversal de varões de Φ10//0,2m, figura 9.36.
Figura 9.36 - Modelo plano da secção transversal de um pilar rectangular
9.1.2.2. Apresentação dos resultados
Também pela mesma lógica aplicada para o pilar circular, modelaram-se 3 secções diferentes, onde os
elementos escolhidos variam quer em número quer em posição na secção.
Seguidamente, apresentam-se os resultados obtidos para a secção rectangular, nos 3 modelos realizados.
Modelo plano pilar rectangular 1:
Figura 9.37 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o modelo plano
rectangular 1
120
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.38 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 1, para um
ΔT=1ºC
Através da distribuição de tensões apresentadas acima, obtiveram-se os seguintes valores médios, tendo em
conta novamente uma zona mais interior da secção, onde as tensões são mais baixas, e uma zona exterior mais
periférica, e consequentemente com tensões mais elevadas, utilizando o mesmo procedimento empregado no
caso da secção circular.
Tabela 9.13 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular
1, para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (kPa)
57
Betão no interior
σctrac (kpa)
12
De seguida retirou-se o valor do maior esforço axial na armadura transversal da secção, através do qual se
obteve a respectiva tensão no aço.
Figura 9.39 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 1, para um ΔT=1ºC
121
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tabela 9.14 - Valor do máximo esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar rectangular 1, e respectiva tensão,
para um ΔT=1ºC
Fs (kN)
σs (MPa)
0,5
1,1
Modelo plano pilar rectangular 2:
Figura 9.40 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o modelo plano
rectangular 2
A distribuição da variação de temperatura unitária apresentada na figura anterior levou à distribuição de
tensões máximas no betão apresentada na Figura 9.41.
Figura 9.41 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 2, para um
ΔT=1ºC
Na Tabela 9.15 estão registadas as tensões máximas médias registadas, obtidas pela distribuição de tensões da
figura anterior.
Tabela 9.15 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular
2, para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (kPa)
54
Betão no interior
σctrac (kPa)
9,8
122
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
No caso do modelo plano do pilar rectangular 2, e no que se refere ao esforço axial na armadura, a sua
distribuição é a representada na Figura 9.42.
Figura 9.42 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 2, para um ΔT=1ºC
Sendo o valor máximo, e respectiva tensão apresentados na Tabela 9.16.
Tabela 9.16 - Valor do máximo esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar rectangular 2, e respectiva tensão,
para um ΔT=1ºC
Fs (kN)
σs (MPa)
0,8
2,1
Modelo plano pilar rectangular 3:
Tendo em conta agora o modelo plano pilar rectangular 3, a distribuição dos elementos aos quais se atribuiu a
temperatura unitária, bem como as respectivas distribuições e valores de tensões no betão e na armadura são
apresentados de seguida.
Figura 9.43 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o modelo plano
rectangular 3
123
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.44 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 3, para um
ΔT=1ºC
Tabela 9.17 - Valores médios das tensões máximas no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular
3, para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (kPa)
58,7
Betão no interior
σctrac (kPa)
12,5
Figura 9.45 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 3, para um ΔT=1ºC
Tabela 9.18- Valor do máximo esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar rectangular 3, e respectiva tensão
Fs (KN)
σs (MPa)
0,6
1,6
124
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Fazendo a média dos valores obtidos quer para a tensão no betão, quer para as tensões nas armaduras,
obtiveram-se os resultados apresentados nas Tabelas 9.19 e 9.20.
Tabela 9.19 - Valor médio da tensão no betão, e respectivo valor de temperatura e extensão necessários para a
fendilhação do betão na secção rectangular
σctrac média (kPa)
ΔT (ºC)
ƐREI
57
35
3,5E-04
Tabela 9.20 - Valor médio da tensão nas armaduras para a secção rectangular, para ΔT = 1 ºC
σs média (MPa)
1,6
Após os resultados para a secção não fendilhada, recolheram-se os valores das tensões no betão e nas
armaduras para a secção após fendilhar, para a mesma distribuição de elementos submetidos a temperatura
unitária das secções não fendilhadas correspondentes.
O procedimento para a obtenção da secção rectangular fendilhada seguiu os mesmos pressupostos utilizados
anteriormente no caso da secção circular.
Os resultados são apresentados de seguida.
Modelo plano pilar rectangular 1, fendilhado:
A distribuição de tensões máximas para o primeiro modelo rectangular fendilhado, é o representado na figura
9.46.
Figura 9.46 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 1, fendilhado,
para um ΔT=1ºC
125
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tendo em conta agora a média das tensões de tracção no betão obtidos da secção acima, obtiveram-se os
valores da tabela 9.21.
Tabela 9.21 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular 1, fendilhado,
para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (KPa)
55,3
Betão no interior
σctrac (KPa)
9,6
Quanto às tensões de tracção na armadura da cinta do pilar rectangular 1, fendilhado, a sua distribuição, valor
médio e de pico, encontram-se abaixo.
Figura 9.47 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 1, fendilhado, para um ΔT=1ºC
Tensões na cinta do pilar rectangular 1, fendilhado, para
ΔT=1ºC
4,00
3,00
2,00
σs (MPa)
1,00
média
0,00
-1,00 0
-2,00
5
10
15
20
x(m)
Figura 9.48 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar recatngular 1, fendilhado, para ΔT=1ºC
126
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Mais uma vez, se aplicam os pressupostos assumidos para o caso da secção circular, para a obtenção dos
gráficos de tensões nas cintas nas zonas fendilhadas. Assim, o valor médio da tensão de tracção nas armaduras
é σs = 1,4 MPa, e a tensão de pico σs = 3,6 MPa
De seguida são analisados os mesmos valores para os modelos do pilar rectangular 2 e 3, fendilhados.
Modelo plano pilar rectangular 2, fendilhado:
Figura 9.49 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 2, fendilhado,
para ΔT=1ºC
Tabela 9.22 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular 2, fendilhado,
para um ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (KPa)
57,6
Betão no interior
σctrac (KPa)
11,3
Figura 9.50 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 2, fendilhado, para ΔT=1ºC
127
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tensões na cinta do pilar rectangular 2, fendilhado, para
ΔT=1ºC
4,00
3,00
2,00
σs (MPa)
1,00
média
0,00
-1,00 0
5
-2,00
10
15
20
x(m)
Figura 9.51 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar circular 2, fendilhado, para ΔT=1ºC
Através da análise dos valores das tensões de tracção na armadura, obteve-se um valor médio de σs = 1 MPa, e
uma tensão de pico de σs = 3,1 MPa para o pilar rectangular 2, fendilhado.
Modelo plano pilar rectangular 3, fendilhado:
Figura 9.52 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar rectangular 3, fendilhado,
para ΔT=1ºC
Tabela 9.23 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar rectangular 3, fendilhada,
para ΔT=1ºC
Betão no exterior
σctrac (KPa)
60
Betão no interior
σctrac (KPa)
12
128
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.53 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar rectangular 3, fendilhado, para ΔT=1ºC
Tensões na cinta do pilar rectangular 3, fendilhado, para
ΔT=1ºC
6,00
5,00
4,00
3,00
σs (MPa) 2,00
1,00
0,00
-1,00 0
-2,00
média
5
10
15
20
x(m)
Gráfico 9.1 - Distribuição de tensões ao longo da armadura de cintagem do pilar rectangular 3, fendilhado, para ΔT=1ºC
Obteve-se então um valor médio das tensões de tracção na armadura, σs = 1,6 MPa, e um valor de pico σs = 4,9
MPa
Tendo os valores referentes às tensões nas armaduras das três modelações relativas ao pilar rectangular
fendilhado, foi possível obter as médias das tensões médias registadas, bem como a média da tensão de pico,
para uma variação de temperatura, ΔT=1ºC, apresentadas nas tabelas abaixo. Nas tabelas é ainda possível
observar o valor da extensão equivalente às tensões apresentadas.
Tabela 9.24 - Valor médio das tensões médias nas armaduras, e respectivo valor de variação de temperatura necessária
para a cedência das mesmas para a secção rectangular fendilhada, para ΔT=1ºC
σs média (MPa)
1,3
129
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
ΔT (ºC)
175,1
ƐREI
1,75E-03
Tabela 9.25 - Valor de pico das tensões nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura e extensão
necessários para a cedência das mesmas para a secção rectangular fendilhada, para ΔT=1ºC
σs de pico (MPa)
3,9
ΔT (ºC)
60,9
ƐREI
6,09E-04
9.1.2.3. Síntese dos resultados
No figura 9.54, é possível observar as tensões de tracção no betão obtidas para o pilar rectangular em função
da temperatura, antes e após a fendilhação. Verifica-se que neste caso, e contrariamente ao obtido para o pilar
circular, as tensões nas duas situações mantêm-se idênticas.
Tensões de tracção no betão - pilar rectangular
2500
2000
σctracc (KPa)
1500
pilar
rectangular s/
fendas
1000
pilar
rectangular c/
fendas
500
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
ΔT (ºC)
Figura 9.54 - Comparação das tensões máximas no betão, para a secção rectangular na situação antes e após fendilhação,
para ΔT=1ºC
Tal facto está associado à geometria da secção ser mais flexível que a secção circular. Como se pode ver na
figura seguinte, enquanto na secção circular a geometria da secção gera forças de confinamento, que não se
verificam na secção rectangular. Efectivamente a secção rectangular apresenta-se como uma secção mais
flexível logo mais deformável não contribuindo de uma maneira tão eficaz para o confiamento do betão.
130
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.55 - Influência da geometria da secção no confinamento do betão
Ainda através da figura, podemos observar que bastará uma temperatura de aproximadamente 35 ºC, e
consequentemente uma extensão ƐREI=3,5E-04 para que o betão atinja a tensão necessária à fendilhação.
Quanto à influência da modelação nas tensões do betão, as conclusões são semelhantes às observadas no caso
do pilar circular. Assim, verificou-se que as tensões mais elevadas ocorrem junto aos elementos sujeitos a
temperatura unitária, não se registando grandes variações nos valores obtidos com a variação do número
destes elementos.
Quanto às tensões na armadura, e tendo em conta a tensão média na mesma, verificou-se que para o caso da
secção rectangular fendilhada, ao contrário do que aconteceu na secção circular fendilhada, as tensões
diminuíram, figura 9.10.
Tensões na armadura - pilar rectangular
250
200
150
σs (MPa)
pilar rectangular - c/
fendas (valores médios)
100
pilar rectangular - c/
fendas (tensão de pico)
50
0
0 25 50 75 100125150175200225250
ΔT (ºC)
Figura 9.56 - Comparação das tensões máximas na armadura, para a secção rectangular na situação antes e após
fendilhação, para ΔT=1ºC
131
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Neste caso será necessário atingir uma temperatura de 61 ºC, aproximadamente, para que ocorra a cedência
das armaduras transversais da secção rectangular, o que corresponde a uma extensão ƐREI=6,1E-04.
Quanto à influência da modelação neste caso, verificou-se que as tensões mais elevadas, no caso da secção não
fendilhada, se registaram onde o número de elementos sujeitos a temperatura unitária era menor, mas onde
estes se encontravam mais aglomerados. No referente à secção fendilhada, os valores mais elevados, à
semelhança do observado para a secção circular verificaram-se nos locais onde estes elementos se achavam
mais próximos da extremidade da secção.
.
132
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
9.1.3. Avaliação de uma secção em losango
9.1.3.1. Definição do modelo
Tendo em conta a secção em losango oca, modelou-se a seguinte secção no SAP 2000, tendo em conta os
mesmos parâmetros e preocupações das modelações anteriores, nomeadamente a espessura de um metro e a
armadura transversal a simular varões de Φ10//0,2m e a compatibilidade entre elementos.
Figura 9.57 - Modelo plano da secção transversal de um pilar em losango
9.1.3.2. Apresentação dos resultados
Adoptando a mesma lógica das modelações anteriores, para a secção circular e rectangular, realizaram-se 3
modelos não fendilhados e 3 modelos fendilhados.
Os resultados são apresentados de seguida.
133
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Modelo plano pilar em losango 1:
Figura 9.58 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o modelo plano
pilar em losango 1
A distribuição de elementos apresentada acima originou a distribuição de tensões máximas apresentada na
Figura 9.59.
Figura 9.59 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 1, para ΔT=1ºC
Na Tabela 9.26 são apresentadas as tensões de tracção máximas na secção de betão.
Tabela 9.26 - Valor médio das tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 1, para ΔT=1ºC
σctrac (KPa)
85,5
Foram também recolhidos os valores dos esforços axiais nas armaduras transversais da secção, figura 9.50, de
onde se retirou o valor máximo, de modo o obter o valor máximo de tensão correspondente na secção não
fendilhada.
134
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.60 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar em losango 1, para ΔT=1ºC
Tabela 9.27 - Valor máximo do esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar em losango 1, e respectiva tensão,
para ΔT=1ºC
Fs (KN)
σs (Mpa)
0,7
1,9
Em analogia aos resultados apresentados para o modelo pilar em losango 1, apresentam-se de seguida os
resultados observados para os modelos pilar losango 2, e 3.
Modelo plano pilar em losango 2:
Figura 9.61 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o modelo plano
pilar em losango 2
135
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.62 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 2, para ΔT=1ºC
Tabela 9.28 - Valor médio das tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 2
σctrac (KPa)
88
Figura 9.63 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar em losango 2, para ΔT=1ºC
Tabela 9.29 - Valor máximo do esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar em losango 2, e respectiva tensão,
para ΔT=1ºC
Fs (KN)
σs (Mpa)
0,6
1,6
136
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Modelo plano pilar em losango 3:
Figura 9.64 - Distribuição dos elementos com variação de temperatura unitária, marcados a azul, para o modelo plano
pilar em losango 3
Figura 9.65 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 3, para ΔT=1ºC
Tabela 9.30 - Valores das tensões no interior e exterior da secção de betão do modelo pilar em losango 3, para ΔT=1ºC
σctrac (KPa)
88,8
Figura 9.66 - Distribuição do esforço axial na armadura para o modelo pilar em losango 3, para ΔT=1ºC
137
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tabela 9.31 - Valor máximo do esforço axial na armadura transversal, no modelo pilar em losango 3, e respectiva tensão,
para ΔT=1ºC
Fs (KN)
σs (Mpa)
0,8
1,9
Apresentados os valores registados nos 3 modelos não fendilhados, realizou-se a média dos valores observados
quer para as tensões no betão, quer para as tensões nas armaduras transversais.
Tabela 9.32 - Valor médio da tensão no betão, e respectivo valor de temperatura e extensão necessários para a
fendilhação do betão na secção em losango, para ΔT=1ºC
σctrac (Kpa)
ΔT (ºC)
ƐREI
87,5
22,9
2,29E-04
Tabela 9.33 - Valor médio da tensão nas armaduras, para ΔT=1ºC
σs média (MPa)
1,8
Seguidamente serão apresentados os resultados dos 3 modelos fendilhados da secção em losango.
Modelo plano pilar em losango 1, fendilhada:
A distribuição de tensões obtida para o primeiro modelo fendilhado da secção em losango é a seguinte:
Figura 9.67 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 1, fendilhado,
para ΔT=1ºC
De onde se retirou o valor médio das tensões máximas no betão.
138
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tabela 9.34 - Valores das tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 1, fendilhado, para ΔT=1ºC
σctrac (KPa)
87,4
Tendo em conta agora as armaduras transversais a distribuição de esforços axiais no modelo 1, fendilhado está
apresentado na figura abaixo.
Figura 9.68 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 1, fendilhado,
para ΔT=1ºC
No caso da secção em losango, simularam-se fendas no interior e exterior da secção, seguindo no entanto os
mesmos procedimentos efectuados nas situações anteriores. Assim, para os modelos em losango fendilhados,
analisaram-se não só os valores no perímetro da cinta exterior da secção, como também os valores ao longo da
cinta mais interior da secção.
Efectivamente, uma vez que as cintas na secção em losango são separadas, os dados são apresentados em
duas figuras distintas. Na figura 9.69, apresentam-se as tensões nas fendas ao longo da cinta exterior da
secção, enquanto na figura 9.70 se encontram os valores das tensões ao longo da cinta interior.
Tensões na cinta exterior do pilar em losango 1,
fendilhado, para ΔT=1ºC
15,00
10,00
σs (MPa)
5,00
média
0,00
-5,00
0
5
10
15
20
x(m)
Figura 9.69 - Tensões nas fendas exteriores do modelo pilar em losango 1, fendilhado, para ΔT=1ºC
139
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tensões na cinta interior do pilar em losango 1,
fendilhado, para ΔT=1ºC
8,00
6,00
4,00
σs (MPa)
média
2,00
0,00
-2,00 0
5
10
15
x(m)
Figura 9.70 - Tensões nas fendas interiores do modelo pilar em losango 1, fendilhado, para ΔT=1ºC
Através dos valores médios dos dois figuras, chegamos ao valor médio da tensão de tracção nas cintas para a
secção em losango, σs = 2,7 MPa, bem como ao seu valor de pico, σs = 10,8 MPa.
Mais uma vez, chamar à atenção para os valores negativos, ignorados no cálculo das tensões médias nas cintas,
pelas mesmas razões já expostas anteriormente.
Modelo plano pilar em losango 2, fendilhada:
Figura 9.71 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 2, fendilhado,
para ΔT=1ºC
Tabela 9.35 - Valor da tensões na secção de betão do modelo pilar em losango 2, fendilhado, para ΔT=1ºC
σctrac (KPa)
91,5
140
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Figura 9.72 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 2, fendilhado,
para ΔT=1ºC
Tensões na cinta exterior do pilar em losango 2,
fendilhado, para ΔT=1ºC
10,00
8,00
6,00
σs (MPa)
4,00
média
2,00
0,00
-2,00 0
5
10
-4,00
15
20
x(m)
Figura 9.73 - Tensões nas fendas exteriores do modelo pilar em losango 2, fendilhado, para ΔT=1ºC
Tensões na cinta interior do pilar em losango 2,
fendilhado, para ΔT=1ºC
2,00
1,50
1,00
σs (MPa)
média
0,50
0,00
-0,50
0
5
10
15
x(m)
Figura 9.74 - Tensões nas fendas interiores do modelo pilar em losango 2, fendilhado, para ΔT=1ºC
141
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Pela observação dos figuras acima, chegou-se ao valor médio de tensão nas armaduras da secção em losango
2, fendilhada de σs = 1,6 MPa, com um valor de pico de σs = 9,3 MPa
Finalmente, abaixo apresentam-se os dados relativos ao modelo plano do pilar em losango 3, fendilhada.
Modelo plano pilar em losango 3, fendilhada:
Figura 9.75 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 3, fendilhado,
para ΔT=1ºC
Tabela 9.36 - Valores da tensão na secção de betão do modelo pilar em losango 3, fendilhado, para ΔT=1ºC
σctrac (KPa)
93
Figura 9.76 - Modelo da distribuição de tensões máximas no betão, para o modelo plano pilar em losango 3, fendilhado,
para ΔT=1ºC
142
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tensões na cinta exterior do pilar em losango 3,
fendilhado, para ΔT=1ºC
8,00
6,00
σs (MPa)
4,00
média
2,00
0,00
-2,00 0
10
x(m)
20
Figura 9.77 - Tensões nas fendas exteriores do modelo pilar em losango 3, fendilhado, para ΔT=1ºC
Tensões na cinta interior do pilar em losango 1,
fendilhado, para ΔT=1ºC
10,00
8,00
6,00
σs (MPa) 4,00
2,00
0,00
-2,00 0
média
5
10
15
x(m)
Figura 9.78 - Tensões nas fendas interiores do modelo pilar em losango 3, fendilhado, para ΔT=1ºC
À semelhança dos casos anteriores obtiveram-se os valores da tensão de tracção média, σs = 2,3 MPa, e uma
valor de pico de σs = 7,9 MPa,
Assim, após se terem recolhido todos os dados relativos às modelações do pilar em losango, fendilhado,
obtiveram-se as tensões de tracção médias, quer no betão quer na armadura.
Tabela 9.37 - Valor médio das tensões médias nas armaduras, e respectivo valor de variação de temperatura necessária
para a cedência das mesmas para a secção em losango fendilhada;
σs média (MPa)
2,2
ΔT (ºC)
108
ƐREI
1,08E-03
143
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tabela 9.38 - Valor de pico das tensões nas armaduras, e respectivos valores de variação de temperatura e extensão
necessários para a cedência das mesmas para a secção em losango fendilhada;
σs de pico (MPa)
9,3
ΔT (ºC)
25
ƐREI
2,5E-04
9.1.3.3. Síntese dos resultados
Analisando a última secção modelada, a secção em losango oca, os resultados obtidos quanto às tensões de
tracção no betão, são as apresentadas na figura 9.79, abaixo.
Tensões de tracção no betão - Pilar em losango
2500
2000
1500
σctracc (KPa)
pilar em losango - s/
fendas
1000
pilar em losango - c/
fendas
500
0
0
10
20
30
ΔT (ºC)
Figura 9.79 - Comparação das tensões máximas no betão, para a secção em losango na situação antes e após fendilhação;
Os resultados obtidos foram os esperados, com as tensões de tracção no betão fendilhado superiores às
obtidas na secção não fendilhada. Analisando a temperatura necessária à fendilhação do betão, obteve-se um
valor de ΔT = 22,9 ºC, correspondente a uma extensão ƐREI=2,3E-04, ligeiramente superior à registada no caso
do pilar circular.
Analisando a influência da modelação, neste caso, e à semelhança do que aconteceu nos casos anteriores, as
tensões mais elevadas ocorrem junto aos elementos aos quais se atribuiu a temperatura unitária, verificandose que o número de elementos não contribui para uma grande variação dos valores máximos registados.
Quanto às tensões na armadura, e à semelhança do registado no caso das tensões no betão, também os
resultados foram os esperados, como se pode observar na Figura 9.80.
144
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Tensões na armadura - Pilar em losango
250
200
150
100
pilar em losango - c/
fendas (tensão média)
50
pilar em losango - c/
fendas (tensão de pico)
σs (MPa)
0
0
25 50 75 100 125 150 175 200
ΔT (ºC)
Figura 9.80 - Comparação das tensões máximas nas armaduras, para a secção em losango na situação antes e após
fendilhação
Verificou-se assim ser necessária uma variação de temperatura de aproximadamente 108 ºC, a que
corresponde uma extensão ƐREI=10,8E-04 para que ocorra a cedência das armaduras transversais, tendo em
conta as tensões médias na mesma, sendo que na situação da tensão de pico obtida, esta variação sofre um
elevado decréscimo para um valor de ΔT = 25,2 ºC ou seja, ƐREI=2,52E-04.
Quanto à influência da modelação na distribuição e valores das tensões nas armaduras, as conclusões são
semelhantes às apresentadas para as secções anteriores, registando-se valores superiores, não dependendo do
número de elementos aos quais foi atribuída uma temperatura unitária, mas sim da proximidade destes da
extremidade da secção.
9.2. Discussão dos resultados
Por último reuniu-se a informação recolhida nas modelações das 3 secções, circular, rectangular e em losango,
comparando os valores obtidos, de modo a perceber qual será o tipo de secção mais afectada pela ocorrência
das reacções expansivas internas.
Começando por analisar as tensões de tracção obtidas para o betão, os resultados obtidos, à semelhança do
esperado, revelam que a secção circular é a secção mais condicionante no caso da ocorrência das REI,
seguindo-se a secção em losango, e por último a secção rectangular como a menos afectada. Estes resultados
evidenciam que no caso das tensões no betão, e considerando a variação de temperatura necessária ao início
da fendilhação, a geometria da secção detém um papel importante.
Efectivamente, na secção circular onde o efeito da geometria é mais eficaz, verifica-se que o início da
fendilhção ocorre para valores mais reduzidos de variação de temperatura, e consequentemente para menores
valores de ƐREI, comparativamente às outras duas secções, apesar de serem muito próximas às observadas para
145
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
a secção em losango. Já no caso da secção rectangular, são necessárias temperaturas e logo valores de ƐREI
quase duas vezes superiores às anteriores para que ocorra a fendilhação do betão, (figura 9.81).
Comparação das tensões de tracção no betão
σc
2500
pilar circular s/
fendas
2000
pilar circular c/
fendas
1500
pilar
rectangular s/
fendas
pilar
rectangular c/
fendas
pilar em
losango - s/
fendas
pilar em
losango - c/
fendas
trac (KPa)
1000
500
0
0
10
20
30
40
ΔT (ºC)
Figura 9.81 - Comparação das tensões de tracção máximas no betão nas secções circular, rectangular e em losango, antes
e após a fendilhação
Tendo em conta agora os valores das tensões registadas nas armaduras, compararam-se 2 situações, as
tensões médias observadas na zona das fendas e a tensão de pico nas mesmas, para cada secção. Os resultados
obtidos estão registados nas figuras seguintes 9.82 e 9.83, seguintes.
Comparação das tensões médias nas armaduras
250
pilar circular
- c/ fendas
200
150
pilar
rectangular c/ fendas
σs (MPa)
100
pilar em
losango - c/
fendas
50
0
0
50
100
ΔT (ºC)
150
200
Figura 9.82 - Comparação das tensões médias na armadura das secções circular, rectangular e em losango, antes e após a
fendilhação
146
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Comparação das tensões de pico nas armaduras
250
pilar circular c/ fendas
200
150
pilar
rectangular c/ fendas
σs (MPa)
100
50
pilar em
losango - c/
fendas
0
0
20
40
60
ΔT (ºC)
Figura 9.83 - Comparação das tensões médias na armadura das secções circular, rectangular e em losango, antes e após a
fendilhação
Observando as figuras anteriores, pode concluir-se que a secção circular é a que necessita de uma variação de
temperatura e consequentemente de uma extensão ƐREI mais reduzida para que ocorra a cedência das
armaduras. Efectivamente para valores de apenas 41 ºC, ou seja, uma ƐREI = 4,1E-04 tendo em conta as tensões
médias na armadura transversal, e um valor preocupante de aproximadamente 12 ºC, correspondente a uma
ƐREI = 1,2E-04 no caso da tensão de pico, as cintas entram em cedência.
Por fim compararam-se as extensões necessárias à cedência das armaduras transversais, os quais se encontram
na tabela 9.39.
Tabela 9.39 - Extensões necessárias à cedência de cada uma das secções analisadas
Secções
Grandeza
Extensão
-4
Circular
1,14 x 10
Rectangular
6,10 x 10-4
Em Losango
2,52 x 10-4
Efectivamente, o valor mais baixo das extensão regista-se no pilar circular, seguido do pilar em losango oco, e
por último o pilar rectangular, no qual o valor da extensão para a cedência se distância um pouco dos outros
dois valores, em consequência do que acontecia com os valores de temperatura observados.
Após a cedência das armaduras numa região fendilhada a deformação fica concentrada numa pequena zona de
armadura.
147
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
Considere-se então, que a extensão média (em 100 mm de base de referência), que produz a rotura da cinta é
de, aproximadamente, 20%.No entanto essa deformação está concentrada na zona de restrição. (Appleton, et
al., 2008)
Figura 9.84 - Ilustração da zona de rotura da cinta (Appleton, et al., 2008)
Se essa deformação estiver concentrada em 50 mm, uma extensão de 20% = 0,2 mm traduz-se num
alongamento, ou seja abertura de fenda de:
(9.2)
Assim, uma abertura de fendas de 10 mm, poderá originar a rotura da cinta.
Para além deste aspecto, a cinta após a fendilhação fica exposta à corrosão localizada, factor que terá como
resultado uma redução significativa dos valores anteriores.
Concluindo a rotura das cintas elimina o efeito de confinamento do betão no pilar, e do travamento das
armaduras longitudinais, eliminando por outro lado também a restrição das cintas à abertura das fendas no
betão. Consequentemente, a propagação da extensão devida às REI origina também a propagação das fendas,
acabando por ocorrer o seccionamento do pilar, e inevitavelmente uma redução elevada da resistência não só
à flexão composta como também ao esforço transverso.
148
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
10.
CONCLUSÕES
O crescente número de ocorrências de estruturas afectadas pelas reacções expansivas internas,
nomeadamente em pontes e obras hidráulicas, torna pertinente o incentivo à busca de soluções que impeçam
o seu surgimento, pois embora não se tenha ainda uma solução correctiva que o faça, pode-se evitar que novas
estruturas manifestem essa anomalia utilizando métodos eficientes na prevenção, eliminando maiores gastos
com manutenção e, em última instância, a perda de capacidade operacional da estrutura.
Sendo assim, a acção preventiva é necessária para evitar danos decorrentes destas reacções, estando estas
intimamente ligadas ao grau de risco da sua ocorrência em função das condições de exposição e do tipo de
estrutura.
A consulta bibliográfica disponível mostrou já existir um conhecimento significativo desta matéria, verificandose, no entanto, uma falta de unanimidade dos investigadores relativamente a alguns assuntos, nomeadamente
no que se refere aos mecanismos inerentes às próprias reacções.
Desta pesquisa bibliográfica, conclui-se, primeiramente, que há que ter cuidado redobrado com a composição
do betão, uma vez que é esta a fonte principal dos componentes necessários ao desencadear destas reacções,
nomeadamente da quantidade de sílica dos agregados e de sulfatos do cimento. De assinalar, no entanto, que,
também nesta matéria, não existe um consenso relativamente à listagem das rochas em função da sua
reactividade, conhecendo a sua origem ou a designação petrográfica atribuída. Concluiu-se, também, que as
estruturas mais vulneráveis ao desenvolvimento da reacção são as que estão em contacto com a água e que as
características do betão, as condições de exposição à humidade e aos álcalis para além da variação de
temperatura são factores extremamente importantes ao desenvolvimento destas reacções.
Relativamente ao assunto que motivou o desenvolvimento da presente dissertação, os efeitos estruturais
subjacentes a estas reacções, conclui-se que os danos provocados podem ser de tal ordem que levam por vezes
à necessidade de demolição da estrutura por não assegurar as condições de segurança exigidas.
Entre os referidos efeitos, encontra-se o aumento de volume, que conduz a uma expansão global da obra,
provocado pelos geles resultantes deste tipo de reacções. Esta expansão origina localmente um aumento
significativo de tensões capazes de atingir a sua resistência à tracção e consequente fendilhação do betão.
Associado a esta fendilhação, ocorre ainda uma redução do módulo de deformabilidade e da resistência do
betão.
Assim, procedeu-se à modelação de diversas secções de pilares de obras de arte, pelo método dos elementos
finitos, simulando a ocorrência destas reacções através de variações de temperatura em elementos escolhidos
aleatoriamente, assumindo como pressuposto que as reacções se assemelham a deformações impostas
localmente à estrutura.
149
Efeitos estruturais das reacções químicas expansivas no betão
_____________________________________________________________________________
De uma primeira análise das secções transversais, conclui-se que, como esperado, geram-se tensões de tracção
não suportadas pelo betão, originando assim a fendilhação do mesmo. Ao nível das secções analisadas,
verificou-se ainda que a secção circular é a mais afectada, sendo a primeira em que se atinge a tensão de
tracção do betão, aparecendo a secção rectangular em último lugar. Tal facto deve-se fundamentalmente à
geometria da secção, sendo que, no caso do pilar circular onde o efeito de confinamento é maior, a expansão
provocada por estas reacções torna-se mais prejudicial. Efectivamente uma vez que a restrição à deformação
neste caso é maior, a expansão gera tensões superiores. Tal facto é comprovado com o facto de o pilar
rectangular se apresentar como o menos afectado. A secção rectangular, sendo a mais flexível permite uma
deformação superior, com danos inferiores. A secção em losango, oco, como esperado devido à sua geometria,
encontra-se numa situação intermédia.
Após ocorrer esta fendilhação, as tensões geradas acumulam-se na armadura pelo que se procedeu à
modelação das mesmas secções, mas desta feita fendilhadas, de modo a perceber o comportamento das
armaduras quando sujeitas a tais tensões.
Observou-se assim que, efectivamente, as tensões nas armaduras aumentam, concluindo-se que, estas
reacções podem levar rapidamente à cedência da armadura transversal dos pilares. À semelhança do que
aconteceu na análise das secções não fendilhadas, o pilar circular é onde ocorre primeiramente a cedência
destas armaduras, aparecendo o pilar em losango de seguida e o pilar rectangular como aquele onde a tensão
de cedência das armaduras ocorre em último lugar.
Consequentemente, e associando à ocorrência da fendilhação o aparecimento de corrosão localizada, pode ser
atingida rapidamente a rotura das cintas dos pilares. Assim, será eliminado não só o confinamento conferido ao
betão, mas também o travamento das armaduras longitudinais do mesmo, trazendo graves problemas
estruturais aos pilares.
150
Bibliografia
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ANEXO 1
MÉTODOS PARA A AVALIAÇÃO DA REACTIVIDADE AOS ÁLCALIS DE AGREGADOS DE BETÃO
ANEXO A - MÉTODO PARA AVALIAÇÃO DA REACTIVIDADE AOS ÁLCALIS DOS AGREGADOS DE BETÃO
Método de
ensaio
Modo preparatório
Tipo de amostra
Critério de
validação
- Rápido;
Observação visual e ao
- A confiança da análise depende
microscópio petrográfico,
Análise
petrográfica
(ASTMC 295,
LNEC E 415)
Vantagens e desvantagens
da experiência do petrógrafo;
complementada com outros
métodos, como a difracção
Fragmentos,
de raios X, análise térmica
superfície polida,
diferencial,
ou lâmina delgada.
espectrofotometria de
Baseado no teor
- Dificuldade na identificação de
de minerais
alguns minerais reactivos;
reactivos
- Ausência de um valor
identificados.
recomendado como critério de
classificação;
infravermelhos ou
- Recomendação da realização de
microscopia electrónica.
ensaios complementares;
A partir da
Uma fracção do agregado
moído é atacada com uma
Método químico
(ASTM C 289,
LNEC E 159)
solução de hidróxido de
sódio a 1N a 80ºC durante
24 horas.
Efectuam-se medidas do
teor de sílica dissolvida e da
redução de alcalinidade.
O ensaio é
realizado em
triplicado,
utilizando, por
ensaio, 25 g de
amostra moída
(0,15-0,3 mm).
localização, em
relação a uma
linha limite, do
ponto cujas
coordenadas são
os valores de
sílica dissolvida e
de redução da
- Rápido;
- Execução complexa;
- Um número significativo de
agregados reactivos passou no
teste, enquanto outros não
reactivos foram considerados
como reactivos;
alcalinidade.
- Ensaio lento;
Fabrico de provetes de
Método da barra
de argamassa
(ASTM C 227, NP
1381)
- Dependente das condições de
argamassa, que são depois
2 a 4 barras
conservados em ambiente
(prismas) de
saturado a 38ºC durante 6
argamassa de
meses a 1 ano. Realização
dimensões 25 x 25
de medidas de expansão
x 285 mm.
definidas.
Reactivo se aos 6
meses a
expansão (Exp) >
0,10 %.
ensaio empregue: teor de álcalis
do cimento, razão a/c, etc.
- Considerado um ensaio brando,
tem tendência a classificar como
não reactivos agregados que
provocaram, em serviço, RAS.
A.1
Fabrico
de
provetes
argamassa, que são depois
acelerado da
conservados em solução de
barra de
hidróxido de sódio a 1N a
C 1260)
80ºC
durante
14
- Ensaio rápido (16 dias);
aos 14 dias a Exp.
- Permite avaliar a eficiência de
< 0,10%;
adições minerais;
3 barras (prismas)
- Inconclusivo se
- Não detecta a reactividade de
de argamassa de
aos
agregados de reactividade lenta e
dimensões 25 x 25
0,10%<Exp.<0,20
retardada;
x 285 mm.
%.
- Considerado um ensaio severo,
- Reactivo se aos
tem tendência a classificar como
14 dias a Exp. >
reactivos agregados com bom
0,20%.
desempenho em serviço.
de
Método
argamassa (ASTM
- Não reactivo se
dias.
Realização de medidas de
expansão.
Fabrico
Método de
autoclavagem de
barras de
argamassa
(NF P 18-590)
de
provetes
14
dias
- Ensaio rápido (5 dias);
de
- Vantagem dos provetes terem a
argamassa, que após 3 dias
de
cura
sofrem
dimensão dos empregues nos
3 barras (prismas)
autoclavagem.
de argamassa de
Reactivo
se
Realização de medidas de
dimensões 40 x 40
Exp. > 0,15%.
expansão antes e após a
x 160 mm.
a
ensaios de cimentos;
- Permite avaliar a eficácia de
adições minerais;
- Não mostra tendências ao longo
autoclavagem.
do tempo;
- Considerado um ensaio severo.
- Permite facilmente identificar as
Método de
Aspersão duma superfície
fluorescência
fresca de fractura ou corte
pelo acetato de
de betão com uma solução
uranilo
de acetato de uranilo
Intensa
zonas do betão afectadas pelas
Carotes extraídas
fluorescência de
REI;
das estruturas de
tons amarelo-
- Carece duma confirmação
betão afectadas.
verde sobre os
através de outros métodos de
produtos da RAS
observação;
A.2
Fabrico de provetes com um
- Mais realista do que os ensaios
cimento com alto teor de
com argamassa;
álcalis (> 0,9 Na2Oeq), em
Método de
prisma de betão
(ASTM C 1293)
- Indicado para os agregados
conjunto com hidróxido de
Provetes
cálcio, que é junto à água de
prismáticos
de
amassadura.
betão
de
Posteriormente
são
conservados
durante
dimensões 7,5 x 7,5
x 25 ± 5 cm.
- Reactivo se a
grossos, principalmente os de
exp.
reacção lenta/retardada;
meses
aos
for
12
>
0,04%.
e
HR
>
o comportamento em obra de
betão
12meses numa câmara a
38ºC
- Método que melhor representa
exposto
a
condições
severas;
95%,
- Tempo de execução longo, 1
efectuando-se medidas de
ano.
expansão a idades definidas.
Fabrico de provetes com um
cimento com alto teor de
- Mais realista do que os ensaios
álcalis (> 0,9 Na2Oeq), em
com argamassa;
conjunto com hidróxido de
Método
acelerado de
prisma de betão
(ASTM C 1293)
cálcio, que é junto à água de
amassadura.
Posteriormente
conservados
são
durante
12meses numa câmara a 60
- Indicado para os agregados
Provetes
prismáticos
de
- Reactivo se a
betão
de
exp. aos 3 meses
dimensões 7,5 x 7,5
x 25 ± 5 cm.
for > 0,04%.
grossos, principalmente os de
reacção lenta/retardada;
- Método que melhor representa
o comportamento em obra de
betão
exposto
a
condições
ºC e HR> 95%, efectuando-
severas;
se medidas de expansão a
- Tempo de execução 3 meses.
idades definidas.
A.3