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TECH ITT REVISTA INTERNACIONAL

ESTRUTURAS E CONSTRUÇÃO • ESTRUCTURAS Y CONSTRUCCIÓN

Volume

13

Número

36


Director: Prof. Fernando Branco fbranco@civil.ist.utl.pt Coordenador editorial: Inês Flores-Colen Publicado por: Gatewit Avenida da Liberdade, nº 136, 4º, 5º e 6º 1250-146 Lisboa Contactos: E-mail: info@gatewit.com Website: www.techitt.com tech ITT Press: • Revista Internacional tech ITT ( 3 X Ano ) • Monografias

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EDITORIAL

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ENSAIOS DESTRUTIVOS HORIZONTAIS EM ESTRUTURAS DE BETÃO À ESCALA REAL COM INCORPORAÇÃO DE AGREGADOS RECICLADOS

Inês Flores-Colen Portugal

João Pacheco, João Gomes Ferreira, Jorge de Brito, Diogo Soares Portugal

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AVALIAÇÃO DE ARGAMASSA DE TERRA PARA REBOCOS INTERIORES

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DIAGNÓSTICO DE ESTRUTURAS DE MADEIRA EM SERVIÇO NUM PALACETE DO SÉCULO XIX

Tânia Santos, Paulina Faria Portugal

Ana Cândido, Dulce Franco Henriques Portugal

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CONDUTIBILIDADE TÉRMICA DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES Sofia Real, José Alexandre Bogas, Maria Glória Gomes, Jorge Pontes Portugal

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ISSN 1645-5576

EDITORIAL

CORPO CIENTÍFICO:

Caros leitores este número da RIT inclui quatro artigos que analisam o desempenho em serviço de estruturas (betão e madeira) e a utilização de argamassas de terra para revestimento de paredes interiores.

Brasil: Eng A. Quallarini (UFRJ - Rio de Janeiro) qualharini@all.com.br Prof. Paulo Helene (PPC-EPUSP - S. Paulo) helene@pcc.usp.br Prof. Ubiraci Souza (POLI-USP - S. Paulo) ubisouza@pcc.usp.br

O primeiro artigo, realizado no Instituto Superior Técnico (IST) analisa o comportamento de estruturas de betão com incorporação de agregados reciclados executadas à escala real.

Chile: Prof. Alfredo Serpell (PUC - Santiago) aserpell@ing.puc.cl Prof. Ernesto Cruz (PUC - Santiago) ecruz@ing.puc.cl

O segundo artigo, realizado na Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade Nova de Lisboa, apresenta a avaliação de argamassas de terra para rebocos interiores. O terceiro artigo, desenvolvido no Instituto Superior de Engenharia de Lisboa (ISEL), aplica uma metodologia de avaliação não destrutiva de elementos estruturais de madeira em serviço num palacete do século XIX. No último e quarto artigo, realizado também no IST, caracteriza-se a condutibilidade térmica de betões estruturais de agregados leves produzidos com diferentes tipos de ligante e agregado. Esperamos que aprecie este volume da RIT.

Inês Flores-Colen (Coordenadora Editorial da RIT)

Argentina: Prof. Raúl Husni (Univ. Buenos Aires) husni@arnet.com.ar

Colômbia: Prof. Jairo Uribe Escamilla (Escuela Colombiana de Ingeniería - Bogotá) juribe@escuelaing.edu.co Cuba: Prof. J. Salvador (ISPJAE - Cuba) rlourdes@civil.ispjae.edu.cuba Espanha: Prof. Enrique Mirambell (UPC - Barcelona) enrique.mirambell@upc.es Prof. Antonio R. Marí (UPC - Barcelona) antonio.mari@upc.es Prof. Antonio Aguado (UPC - Barcelona) antonio.aguado@upc.es Prof. Carmen Andrade (Instituto Eduardo Torroja – Madrid) andrade@ietcc.csic.es México: Prof. Pedro Castro (Centro de Investigación y Estudios Avanzados del IPN - Mérida) pcastro@mda.cinvestav.mx Moçambique: Engª. Alexandra Neves (UEM - Moçambique) almapane@zebra.uem.mz Paraguai: Prof. Luis Alberto Lima (Facultad de Ingeniería de la UNA - Asunción) luislima@edan.edu.pv Portugal: Prof. Fernando Branco (IST - Lisboa) fbranco@civil.ist.utl.pt Prof. Júlio Appleton (IST - Lisboa) cristina@civil.ist.utl.pt Prof. António Reis (IST - Lisboa) antonio.reis@grid.pt Inv.José Catarino (LNEC - Lisboa) jmcatarino@lnec.pt Prof. A. Adão da Fonseca (FEUP - Porto) adaodafonseca@afaconsultores.pt Prof. Joaquim Figueiras (FEUP - Porto) jafig@fe.up.pt Prof. Victor Abrantes (FEUP - Porto) va.consultores@mail.telepac.pt Prof. António Tadeu (FCTUC - Coimbra) tadeu@dec.uc.pt

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ENSAIOS DESTRUTIVOS HORIZONTAIS EM ESTRUTURAS DE BETÃO À ESCALA REAL COM INCORPORAÇÃO DE AGREGADOS RECICLADOS JOÃO PACHECO Bolseiro de investigação (IST) Lisboa

JOÃO GOMES FERREIRA Professor Associado (IST) Lisboa

JORGE DE BRITO Professor Catedrático (IST) Lisboa

DIOGO SOARES Bolseiro de investigação (IST) Lisboa

SUMÁRIO

ABSTRACT

Pretendendo-se estudar a aplicabilidade de agregados grossos reciclados de betão provenientes da indústria de pré-fabricação como agregados de betão, foram efectuados, para além de ensaios laboratoriais ao comportamento material, mecânico e de durabilidade em provetes de betão, ensaios em quatro estruturas porticadas tridimensionais construídas à escala real. Estes ensaios incidiram não só na caracterização material do betão das estruturas, como também na caracterização do comportamento dinâmico das mesmas, bem como do seu comportamento face a acções verticais e a acções horizontais destrutivas. Este artigo trata a última fase da campanha experimental, referente aos ensaios destrutivos horizontais. As quatro estruturas têm uma incorporação de agregados grossos reciclados diferente (0%, 25%, 100% e 100% com superplastificante - percentagens em relação ao volume total de agregados grossos). Os agregados utilizados, originários da indústria de pré-fabricação, têm alta qualidade, e o seu eventual efeito negativo no desempenho de betões não seria, à partida, significativo. As estruturas ensaiadas têm a mesma geometria e disposição de armadura e o seu projecto seguiu o Eurocódigo 2 [1]), Eurocódigo 7 [2] e Eurocódigo 8 [3]. Todas as estruturas tiveram um desempenho equivalente, em termos de fendilhação, relações força vs. deslocamento e ductilidade, verificando-se que a incorporação de agregados reciclados não teve influência digna de registo no desempenho das mesmas. Este é o primeiro estudo, tanto a nível nacional como internacional, respeitante ao comportamento de estruturas de betão com incorporação de agregados reciclados executadas à escala real.

With the objective of studying the applicability of coarse aggregates recycled from precast concrete rejects as aggregates in new concrete, various tests were performed, namely material, mechanical and durability related tests, as well as structural behaviour tests (dynamic characterization, vertical loading and horizontal destructive load tests) on four full-scale three-dimensional frames. This paper concerns the horizontal destructive load tests, which consisted of destructive horizontal tests, with incremental monotonic loading, in accordance with a pushover analysis. The test-structures had a varying content of recycled coarse aggregates (0%, 25%, 100% and 100% with superplasticizer - in overall volume of coarse aggregates). These aggregates were generated in the concrete precasting industry, i.e. they have high quality and their negative effect on the recycled aggregate concrete mixes was not expected to be significant. The four structures had the same geometry and reinforcement layout and their design complied with Eurocode 2 [1], Eurocode 7 [2] and Eurocode 8 [3]. All the structures exhibited a ductile behaviour and the difference in loads and deflections associated with cracking, yielding and maximum strength capacity was not significant, most probably due to the high influence that reinforcement rebars have on the behaviour of concrete structures. The behaviour of the four structures was not significantly affected by the incorporation of recycled aggregates, and there were also no differences in the cracking response. To the authors’ best knowledge, this is the first time that such type of experiments was made in full-scale recycled aggregate concrete structures.

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1. Introdução A incorporação de agregados reciclados (AR) em betão é um passo rumo à sustentabilidade da indústria da construção, não só contribuindo para a redução do consumo de recursos naturais, mas também dos resíduos produzidos por esta indústria. Depois da Segunda Grande Guerra, dada a elevada quantidade de material reciclável em cidades bombardeadas e as urgentes necessidades habitacionais, começou-se a encarar o recurso a resíduos da construção e demolição como uma alternativa a agregados naturais, tendo Hansen [4] realizado um levantamento do estado-da-arte referente à utilização de agregados reciclados no final do século XX. Actualmente, os conhecimentos referentes aos impactes do recurso a este tipo de agregado no comportamento de betões é bastante mais substancial, fundamentalmente devido tanto às evoluções socio-culturais, como a maiores cuidados com a sustentabilidade, nos países desenvolvidos. Este estudo visa determinar se o desempenho de estruturas de betão com incorporação de agregados reciclados (BAR), quando sujeitas a acções horizontais, é equivalente ao de estruturas de betão convencionais (BC). Para se atingir este propósito, foram efectuados ensaios estáticos não lineares nas quatro estruturas de ensaio. A acção destes ensaios foi definida seguindo uma distribuição triangular invertida de forças. Não foi encontrada qualquer referência, nacional ou internacional, respeitante a ensaios deste tipo em estruturas de BAR. A maioria das investigações em estruturas ou elementos estruturais de BAR incide no comportamento de pilares mistos aço / BAR [5,6], nós viga / coluna [7] ou pórticos planos [8-10] ensaiados em mesas sísmicas. Existe um estudo referente ao desempenho em mesa sísmica de um protótipo à escala (1:4) de uma estrutura tridimensional de BAR [11]. Na próxima secção deste artigo, estas investigações serão abordadas mais aprofundadamente. Assim, os ensaios descritos neste artigo são inovadores tanto ao nível do material, ao se recorrer a agregados reciclados de alta qualidade, provenientes da indústria de pré-fabricação, como quanto ao tipo de ensaio executado. É também relevante que, contrariamente à maioria dos estudos efectuados nesta área, as estruturas foram executadas em condições comuns da indústria da construção, tendo sido feitas escolhas baseadas num ambiente de construção corrente, como uma curva granulométrica simplificada. Estudou-se o comportamento de estruturas de betão executadas para um uso convencional, não para efeitos de investigação. Pretendeu-se, com este ensaio, que avalia o desempenho das zonas críticas das estruturas (determinantes para o comportamento sísmico), determinar se o recurso a agregados grossos reciclados (AGR) permite a obtenção de estruturas de betão armado com um desempenho sísmico adequado, em termos de ductilidade, deformações e capacidade de carga. O espaçamento e a abertura de fendas também foram estudados. Apenas se estudou a reciclagem de betões como agregados grossos, uma vez que a fracção fina tende a ter uma quantidade de argamassa aderida mais significativa, o que prejudica mais marcantemente o comportamento dos betões produzidos [12,13].

2. Revisão Bibliográfica 2.1. Introdução geral A principal diferença entre um BC e um BAR é o tipo de agregado utilizado. Este é composto por AR, que são constituídos por agregados naturais e argamassa a estes aderida. A presença desta argamassa influencia o comportamento do betão, devido, principalmente, à sua elevada porosidade e permeabilidade. Este facto traduz-se nos seguintes aspectos: maior capacidade de absorção de água, reduções do desempenho relativo à durabilidade [14,15], menor trabalhabilidade e, em geral, pior desempenho mecânico, o que se reflecte principalmente no módulo de elasticidade [16,17]. Contudo, existem vários estudos que comparam as propriedades de BAR com as do BR e os resultados são consensuais, concluindo que estes betões cumprem diversas regulamentações e normas. A utilização de superplastificante pode compensar parte dos efeitos referidos, nomeadamente ao nível de resistência à compressão, módulo de elasticidade e resistência à tracção [18-20], devido principalmente à maior compacidade e menor relação

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água / cimento (para uma mesma trabalhabilidade) obtidas, embora a sua eficácia seja maior em BR do que em BAR [18]. Quanto ao desempenho estrutural, é recomendada a consulta de [8,9]. Sucintamente, refere-se que as relações constitutivas de BAR são semelhantes às de BC [21] e que as deformações aumentam com o teor em AR, de acordo com a maioria das referências citadas neste parágrafo, devido à redução do módulo de elasticidade associada à incorporação de AR. A capacidade de carga de vigas à flexão [8,13] e de vigas ao corte [8,12,22] depende quase exclusivamente das armaduras dos elementos de betão testados, com decréscimos associados ao recurso a AR praticamente desprezáveis. Os estudos consultados indicam que o padrão de fendilhação de estruturas de betão armado é independente da incorporação de AR, apesar de diversos autores (Song, 2006 e Huang, 2005, citados em [8]; [23]) defenderem que a incorporação de AR origina fendas de abertura superior. González-Fonteboa e Martínez [12] estudaram o comportamento ao corte de BAR com diferentes disposições de armadura, tendo testemunhado um incremento da abertura de fenda associado à incorporação de AR. Estes autores mostram ainda que, quanto menor o espaçamento das armaduras transversais, menores as diferenças entre betões de referência (BR), com agregados exclusivamente naturais, e BAR. Xiao et al. [9] citam o estudo de Liu et al. (2010), referente ao comportamento de pilares, tendo-se testemunhado um decréscimo da carga de fendilhação directamente associado à percentagem de incorporação de agregados reciclados. Por outro lado, Sato et al. [13] estudaram o comportamento à flexão de vigas e, nas diferentes vigas produzidas, com diferentes taxas de incorporação de agregados reciclados, foram testemunhados abertura e espaçamento de fendas semelhantes. González-Fonteboa et al. [22] defendem que o recurso a cinzas volantes é uma solução viável para a diminuição da abertura de fenda de elementos de BAR.

2.2. Desempenho face a acções horizontais Os estudos respeitantes ao comportamento de estruturas, ou elementos estruturais, de BAR quando sujeitos a cargas horizontais são escassos e maioritariamente provenientes de investigações realizadas na República Popular da China, sendo que grande parte destes não está disponível em inglês, tendo sido consultados, em alternativa, levantamentos de investigação realizadas neste país [8,9]. Tanto estes levantamentos como as restantes investigações consultadas sugerem que o recurso a AR não tem influência significativa no desempenho estrutural do betão armado, nomeadamente em termos de capacidade de carga, deformações, ductilidade e dissipação de energia. Este facto é observado em investigações referentes a pilares [5,8,9], nós viga / coluna [7,9] - em [9], é referido que, apesar de os nós se comportarem suficientemente bem, respeitando regulamentos, é observado um desempenho sísmico ligeiramente pior associado a incorporações de AR. Sun (2006), citado em [8], estudou pórticos planos, tendo testemunhado uma ligeira perda de capacidade resistente associada à incorporação de AR, apesar de a resposta sísmica de todas as estruturas ter sido adequada e se ter observado uma perda desprezável de ductilidade associada ao recurso a este tipo de agregado. Bai et al. (2010), citado em [9], chegaram a conclusões semelhantes. De forma generalizada, pode-se justificar a influência praticamente desprezável do recurso a AR com a influência determinante do aço não só na capacidade de deformação de estruturas de betão armado mas também na sua capacidade de carga (caso o dimensionamento das estruturas seja feito adequadamente, nomeadamente pela garantia de que a capacidade de carga das mesmas é condicionada por mecanismos que contemplem a cedência do aço). Em contraste, Xiao et al. [21] afirmam que a ductilidade de betão simples, logo, sem qualquer tipo de armadura, diminui com o recurso a AR, devido não só à maior extensão de cedência dos AR (causada pela redução de módulo de elasticidade), mas também por uma maior microfendilhação de BAR (devida a uma interface adicional na microestrutura do betão, entre os agregados naturais e a argamassa a estes aderida). Xiao et al. [10] estudaram quatro pórticos planos construídos à escala 1:2, com diferentes teores de AGR (incluindo um pórtico de BR). Desta investigação, os autores salientam que o padrão de comportamento de todas as estruturas foi o mesmo e que diferenças em ductilidade, dissipação de energia, cargas de fendilhação, cedência, máxima e de colapso não foram significativas. Wang e Xiao [11] testaram o comportamento de uma estrutura tridimensional de BAR à escala (1:4) numa mesa sísmica. O comportamento da mesma foi equivalente ao de estruturas de betão armado convencionais e demonstrou boa ductilidade. Os autores do presente artigo salientam que, à data, desconhecem qualquer outro estudo referente ao comportamento tridimensional de estruturas de BAR construídas à escala real.

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3. Campanha Experimental 3.1. Materiais Foram utilizados tanto agregados naturais (AN) como AGR. Os AN empregues foram agregados grossos calcários e areia do rio siliciosa (agregados finos). Os AGR foram originados de blocos de betão que serviam de apoio a vigas pré-fabricadas, com composição semelhante às mesmas e resistência à compressão acima de 50 MPa. Estes blocos foram demolidos e posteriormente britados em central, obtendo-se agregados reciclados com a granulometria pretendida (máxima dimensão dos agregados 20 mm).

3.2. Composição das misturas de betão Pretendendo-se desenvolver composições betão de acordo com a classe C25/30 do Eurocódigo 2, procedeu-se a ensaios preliminares de diversas composições de betão produzidas em laboratório. O objectivo inicialmente previsto seria a determinação da maior percentagem de AGR que não fosse causa de uma diminuição acentuada da capacidade resistente dos betões. Contudo, após se ter constatado que a incorporação destes AGR aumentava ligeiramente a resistência à compressão dos betões, ao invés de a diminuir - certamente devido à elevada qualidade dos AGR utilizados e contrariamente ao observado na maioria dos estudos referentes à incorporação de AGR, optou-se pelo estudo das seguintes composições de betão: uma composição de referência (BR), sem qualquer teor em AGR; uma composição (B100) com incorporação total de AGR; uma composição (B25) com incorporação de 25% de AGR, o máximo previsto pelo Laboratório Nacional de Engenharia Civil [24] e por outras instituições [25], com o intuito de se reproduzir as propriedades de um betão convencional e uma última composição (B100SP) com incorporação total de AGR e recurso a 1% de superplastificante, em relação à dosagem de cimento. Esta dosagem de superplastificante foi definida após ensaios laboratoriais, que permitiram concluir que é a correspondente à máxima rentabilidade deste produto, para efeitos de ganho de resistência à compressão. A composição de todas as misturas de betão é exposta na Tabela 1. São também mostrados os resultados de resistência à compressão, módulo de elasticidade e massa volúmica destes betões. Estas grandezas foram conhecidas tanto de ensaios de caracterização dinâmica às estruturas [27], como de ensaios laboratoriais a provetes cúbicos efectuados em obra, aquando da betonagem de cada estrutura. Tabela 1- Composição dos betões (kg/m3 de betão)

As curvas granulométrica dos agregados reciclados seguiram um pedido do grupo Opway (empresa de construção que apoiou este projecto), com base na exequibilidade dos betões em obra. O aço das armaduras utilizado foi A500, com classe de ductilidade B, tendo sido efectuados ensaios de tracção em varões, após execução das estruturas de ensaio, para determinação das suas propriedades materiais. A tensão de cedência destes varões é de 533,8 MPa, enquanto que a sua tensão de rotura é de 622,3 MPa. O seu módulo de elasticidade é de 217 GPa.

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3.3. Sistema de ensaio As estruturas foram testadas individualmente, com uma distribuição de forças controlada. Após se ter considerado custos, portabilidade e aplicabilidade do equipamento a utilizar para imposição de forças, decidiu-se recorrer a aparelhos do tipo Tirfor, com os cabos de aço destes equipamentos presos aos nós viga / pilar da fachada traseira dos dois pisos das estrututras, conforme mostrado na Figura 1. Na mesma, a maioria dos elementos do sistema de ensaio é mostrada, bem como os alvos topográficos utilizados para medição dos deslocamentos das estruturas (ao nível da base dos pilares inferiores e nos nós viga / pilar da fachada frontal de ambos os pisos). Do lado oposto ao da estrutura, as forças dos Tirfor foram amarradas a um maciço de reacção, mostrando-se na mesma figura dois dos quatro olhais de fixação dos Tirfor ao maciço.

Figura 1 - Cabos, alvos e outro equipamento de ensaio

Este maciço de reacção situa-se no centro do campo de ensaios, estando as estruturas dispostas “em cruz”, permitindo reutilização de equipamento (Figura 2). A aplicação de cargas, ao ser feita por Tirfor e respectivos cabos, é um híbrido entre um ensaio por imposição de forças e por imposição de deslocamentos. Se, por um lado, o que é directamente aplicado às estruturas são forças, tendo em consideração o registo das células de carga, por outro, estas devem-se à extensão dos cabos de aço, que se reduz à medida que as estruturas se deslocam na direcção do ensaio (monotónico), reduzindo-se também as forças aplicadas. Este facto é fundamental para a obtenção do comportamento das estruturas durante a fase de amolecimento (perda de capacidade de carga associada a aumentos de deslocamentos) das mesmas.

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Figura 2 - Geometria do campo de ensaio

3.4. Regulamentos e concepção dos protótipos O projecto das estruturas seguiu o Eurocódigo 2 [1], o Eurocódigo 7 [2] e o Eurocódigo 8 [3]. Devido não só a limitações de ensaio causadas pela máxima capacidade de carga dos Tirfor, mas também aos custos de fundações e maciço de amarração, foi feita uma adaptação ao Eurocódigo 8: a armadura longitudinal dos pilares não cumpre a condição de garantia de formação de rótulas plásticas nos mesmos, ao invés de nas vigas concorrentes nos nós viga / pilar correspondentes; contudo, foi experimentalmente verificado que as rótulas plásticas do primeiro piso se formaram primeiramente nas vigas e não nos pilares. O projecto teve que cumprir algumas condições: a garantia de um mecanismo de colapso dúctil, a viabilidade técnico-económica dos ensaios e um sistema de ensaio simples, garantia de uma execução correcta e sem erros dos ensaios. O software informático utilizado para a modelação numérica foi o SAP2000 (v. 15.1) e o carregamento definido no programa teve em consideração a geometria do campo de ensaios (a força associada a cada cabo é tridimensional, com componente predominante na direcção pushover). A definição de cargas, triangular invertida, é mostrada na Tabela 2, tendo sido definida no programa como “controlada por deslocamentos”. Acções deste tipo são definidas por vectores (última coluna da Tabela 2) e, para cada caso, o software aplica à estrutura uma carga incremental (fase de carregamento estrutural) ou decrementalmente (fase de amolecimento) variável que respeite a direcção dos vectores definidos. Foi elaborado um modelo de elementos finitos para efeitos de dimensionamento das estruturas de ensaio, do maciço de fixação e do sistema de aplicação de forças. As propriedades materiais consideradas para o betão foram as propriedades características do percentil 95 de não excedência (contrariamente a uma adopção do percentil 5, dado que não se pretendia verificar a segurança mediante certas acções, mas sim o colapso estrutural), enquanto a tensão de cedência do aço foi definida como 1,3 vezes a sua tensão característica de cedência (o máximo previsto pelo Eurocódigo 2) O comportamento não linear foi modelado por rótulas plásticas (modelos de fibras), nas extremidades de vigas e colunas, sendo que as relações constitutivas do betão confinado foram definidas de acordo com o modelo de Mander et al. [26]. Obtidos os esforços de colapso fez-se um dimensionamento por capacidades resistentes, tendo o dimensionamento do maciço de fixação e do sistema de ensaio, bem como a verificação de segurança a mecanismos de rotura indesejáveis (frágeis), foi feito recorrendo às propriedades materiais comummente utilizadas (características do percentil 5). O maciço de fixação tem dimensões elevadas: 1,7 m de altura (1,2 m enterrados), largura de 2,75 m x 2,75 m; uma malha de armadura interior e um sistema de transmissão de forças cabos / maciço com recurso a olhais biarticulados que transmitem as forças para o maciço por intermédio de varões roscados, colocados no mesmo previamente à betonagem.

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Tabela 2 - Vectores de força aplicados numericamente por cabo

3.5. Caracterização dos protótipos A Figura 3 mostra a geometria dos modelos e a disposição das armaduras. As lajes têm espessura de 0,10 m e são reforçadas, na parte inferior, por uma malha de varões de 8 mm com espaçamento de 20 cm em ambas as direcções. Uma vez que as fundações (Figura 4) são dois blocos de betão de dimensões elevadas, é garantido o encastramento perfeito dos pilares (facto confirmado pelos deslocamentos registados topograficamente nos alvos 5 e 6 durante os ensaios de carga horizontal). O recobrimento dos pilares é de 2,5 cm, de 8,0 cm nas fundações e de 2,0 cm no resto da estrutura.

Figura 3 - Geometria e disposição de armadura dos protótipos

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Figura 4 - Geometria e disposição de armadura das fundações

Dadas as reduzidas dimensões dos elementos estruturais, desvios na sua geometria podem ter alguma importância, tendo sido realizado um levantamento geométrico das dimensões das estruturas após a sua execução. A espessura das lajes foi considerada igual ao comprimento de carotes extraídas do seu centro, variando entre 10,5 e 11,6 cm. Por sua vez, as dimensões das secções dos pilares foram obtidas através da média das medições efectuadas na base e no topo destes, variando entre 19,4 e 21,8 cm. A massa volúmica de cada composição de betão foi considerada igual à de 16 provetes cúbicos de ensaio (por composição), betonados durante a execução das estruturas. Foi elaborado um modelo de elementos finitos para cada estrutura a partir destas dimensões e massas volúmicas. Este modelo teve também em consideração as propriedades mecânicas in situ de cada composição aferidas por ensaios de caracterização dinâmica [27] e ensaios de carga vertical [28]. As características mecânicas dos betões encontram-se resumidas na Tabela 1. Uma curva pushover foi obtida de cada estrutura, mostrando a Figura 5 a curva pushover do pórtico de BR.

3.6. Procedimento de ensaio As quatro estruturas foram ensaiadas no decorrer de dois dias consecutivos. A medição das forças aplicadas por cada cabo foi feita por intermédio de um datalogger, de quatro células de carga e de uma régua de nível digital, utilizada para medição da inclinação tanto das células de carga como dos cabos. Com este sistema de medição foi possível que as forças aplicadas às estruturas seguisse a distribuição de forças indicada na Tabela 2.

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Figura 5 - Curva pushover numérica da estrutura de BR

As forças foram aplicadas nas estruturas segundo patamares de força basal total de cerca de 5 kN, tendo-se, para cada um destes patamares, registado os deslocamentos dos alvos topográficos. Assim que se tornaram evidentes fendas nos pilares da fachada posterior de cada estrutura, procedeu-se à sua marcação e à medição do seu espaçamento e abertura. A maioria dos alvos topográficos dos nós viga / pilar do primeiro piso das estruturas não pôde ser utilizado nas fases finais dos ensaios, dado que houve destacamento do betão dessa zona (logo, dos próprios alvos). Ocorreu também um outro fenómeno de destacamento de betão, na face à compressão da base dos pilares, associado à rotura do betão de recobrimento, devido à sua menor capacidade de suportar extensões de compressão, quando comparado com o betão do núcleo (interior) dos pilares, que beneficia do efeito de confinamento conferido pelas armaduras. A Figura 6 mostra alguns pormenores do ensaio.

Figura 6 - Alguns pormenores de ensaio

4. Análise e discussão de resultados 4.1. Comportamento das estruturas Apenas se descreve detalhadamente o comportamento da estrutura de B25 uma vez que todas as estruturas seguiram o mesmo padrão de resposta. Tendo-se verificado que os pilares do piso inferior encastravam de forma perfeita nas fundações por intermédio dos deslocamentos registados nos alvos topográficos 5 e 6, função do registo de deslocamentos destes alvos, doravante e por simplificação, não será feita menção do mesmo. O comportamento das estruturas de ensaio foi adequadamente previsto por modelos numéricos. A Figura 7 mostra o deslocamento ao nível da laje superior, bem como as forças basais totais e momentos flectores totais na base dos pilares. Desta figura concluiu-se que a distribuição de forças triangular invertida foi aplicada de forma satisfatória, dado que, para cada patamar de ensaio, os momentos flectores são aproximadamente cinco vezes superiores às forças basais (Equação 1).

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Figura 7 - Relações força vs. deslocamento e momento vs. deslocamento da estrutura de B25

A fendilhação dos pilares só se tornou evidente após os mesmos terem atingido deformações acentuadas (estado 1 da Figura 7); por análise dos deslocamentos e forças correspondentes a cada patamar de ensaio, constatou-se que a estrutura entrou em cedência (estado 2) para forças basais de cerca de 53 kN (previsão numérica de 55 kN), valor associado a momentos flectores nos pilares de 20,4 kNm (um cálculo algébrico estimou os momentos flectores de cedência dos pilares em 21,1 kNm), enquanto a capacidade máxima de carga desta estrutura foi de 63 kN, sendo a capacidade prevista pelo modelo numérico de 62 kN. A proximidade entre os resultados de diferentes origens permite ter confiança tanto nos modelos numéricos como nas medições experimentais. Quanto ao comportamento qualitativo, foi observada ductilidade elevada em todas as estruturas, o que se deve às disposições do Eurocódigo 8, o que mostra que estes agregados não são um impedimento a um comportamento dúctil de estruturas, desde que se adoptem as devidas medidas regulamentares. O mecanismo de colapso e sequência de formação de rótulas plásticas são mostrados na Figura 8.

Figura 8 - Sequência de formação de rótulas plásticas e mecanismo de colapso

Figura 9 - Formação de rótulas plásticas nas vigas

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Depois de um comportamento inicial sem concentração localizada de deformações, começou-se a visualizar rótulas plásticas nas vigas do piso inferior e na base dos pilares do mesmo (é também nesta fase que a fendilhação desses pilares começou a ser observada, dadas as maiores deformações dos mesmos). As rótulas plásticas das vigas permitem que as mesmas, bem como a laje correspondente, permaneçam na horizontal, enquanto os nós viga / pilar deste piso rodam (Figura 9). À rotação destes nós está associada, nesta fase, uma deformação contínua dos pilares do segundo piso, permitindo a horizontalidade das vigas e laje do piso superior. Apenas numa terceira fase, tornam-se evidentes rótulas plásticas no topo dos pilares dos dois pisos: nesta fase, a rotação dos pilares do piso inferior não é totalmente transmitida aos nós viga / pilar correspondentes, o que possibilita rotações inferiores dos pilares do piso superior; as rótulas plásticas do topo destes últimos permitem que as vigas e a laje do segundo piso permaneçam na horizontal. Durante a fase final dos ensaios, surgem destacamentos vários de betão de recobrimento, seja por rotura de compressão por reduzida capacidade de extensão de compressão (base dos pilares inferiores), seja por diferentes inclinações dos pilares dos dois pisos (nós viga / pilar do primeiro piso e base dos pilares superiores).

4.2. Comparação entre estruturas A Figura 10 mostra a curva força vs. deslocamento experimental da laje superior de cada estrutura. A relação entre estas grandezas para as quatro estruturas foi equivalente, não se evidenciando qualquer tendência associada à incorporação de AR em betões. A aparente capacidade de carga superior das estruturas de B100 e de B100SP é causada por uma distribuição de forças que não cumpriu rigorosamente a distribuição triangular invertida, caracterizada por forças dos cabos inferiores ligeiramente superiores ao previsto, enquanto que as forças aplicadas pelos cabos superiores são ligeiramente inferiores ao planeado. A comparação por momento flector total ao nível da base dos pilares é mais adequada para comparação de resultados e sugere que as quatro estruturas têm capacidade resistente idêntica.

Figura 10 - Relações força vs. deslocamento e momento vs. deslocamento das estruturas

Estes resultados são concordantes com as investigações consultadas e justificam-se por, para estruturas convencionais de betão armado convenientemente dimensionadas, a distribuição de forças e capacidade estrutural dependerem predominantemente das armaduras do betão. Era assim esperado que as principais diferenças entre estruturas fossem observadas previamente à fendilhação das mesmas, com deformações superiores observadas na estrutura de B100, devido ao seu menor módulo de elasticidade [27]. Contudo, provavelmente devido à retracção de secagem observada para a estrutura de BR [28], que reduziu a sua rigidez global e módulo de elasticidade equivalente, as deformações nesta estrutura foram as mais elevadas, apesar de semelhantes às das restantes estruturas. Os deslocamentos e esforços de colapso das estruturas dependem da execução experimental de cada ensaio, pois a execução dos mesmos não foi feita por controlo de deslocamentos (hipótese tecnicamente inviável), mas sim por controlo de forças. Assim sendo, durante a fase de amolecimento estrutural, para que as estruturas descarregassem, foi necessário aplicar uma

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carga ligeira em cada patamar de equilíbrio. A descarga é seguidamente causada pelo sistema de dissipação cabos / estrutura, dado que a força exercida pelos cabos origina deslocamentos nas estruturas, que por sua vez reduzem a tensão em cada cabo, reduzindo-se também a força aplicada nas mesmas. Neste processo, se um operador de Tirfor aumentar a carga aplicada de forma mais abrupta para uma estrutura do que para as outras, essa estrutura irá entrar em colapso precocemente, para menores deslocamentos horizontais face aos das estruturas restantes. Tendo em consideração esta dependência, para além de um critério de ductilidade convencional, Duct.u (razão entre os deslocamentos no topo da estrutura associados a colapso e cedência), recorreu-se a um critério adicional, Duct.0,5 (razão entre os deslocamentos associados a metade da carga máxima, durante a fase de amolecimento das estruturas, e os deslocamentos de cedência). Os valores de Duct.0,5 mostram não só que a ductilidade das estruturas é equivalente, mas também que o recurso a AR não tem efeitos neste parâmetro. Todas as estruturas tiveram excelente ductilidade, como mostrado na Tabela 3. Tabela 3- Ductilidade das estruturas

A comparação entre as Figuras 5 e 7 mostra a semelhança entre as relações força vs. deslocamento numérica e experimental durante a fase de carregamento de uma estrutura; durante a fase de amolecimento há diferenças significativas, devido à execução técnica dos ensaios.

4.3. Fendilhação Mediu-se a abertura e espaçamento de fendas na base de dois pilares do piso inferior (os da fachada posterior, em relação à direcção do ensaio), tendo-se também registado as cargas basais totais associadas à formação de fendas. A abertura de fenda considerada, em cada patamar de carga e para efeitos de comparação entre estruturas, foi o resultado da média de três medições de abertura de fendas distintas. O espaçamento entre fendas foi considerado como a média, no final do ensaio, dos espaçamentos de todas as fendas marcadas para os dois pilares de cada estrutura (tipicamente 17 fendas praticamente horizontais por pilar). As estruturas de BR, de B25 e de B100SP tiveram um comportamento semelhante, o que sugere que estes agregados não têm influência no comportamento de estruturas em termos de fendilhação. Tal é contrário à maioria dos estudos consultados, que refere maiores aberturas de fendas associadas ao recurso a AR. Há duas razões para se ter observado esta discrepância: a superior qualidade dos agregados reciclados utilizados neste estudo e o reduzido espaçamento das armaduras transversais dos pilares, que atenuará eventuais efeitos prejudiciais neste parâmetro associados à incorporação de AR nos betões [13]. O espaçamento médio entre fendas dos pilares da estrutura de B100 foi 1,5 vezes superior ao das restantes estruturas, facto inesperado e que carece de justificação difícil. Realça-se que a resistência à tracção de todas as composições de betão, aferida laboratorialmente, é semelhante, bem como o recobrimento dos pilares das diferentes estruturas.

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5. Conclusões O intuito destes ensaios foi avaliar o comportamento de estruturas de betão com incorporação de agregados reciclados face a acções horizontais. Para tal, foram projectados (de acordo com os Eurocódigos), construídos, e ensaiados quatro modelos à escala real, com diferentes composições de betão, retirando-se as seguintes conclusões, por comparação dos desempenhos das diferentes estruturas: 1. O padrão de resposta e mecanismo de colapso de estruturas de betão armado não é afectado pela incorporação de agregados grossos reciclados; 2. A capacidade de carga de todas as estruturas foi correctamente prevista por intermédio de modelos de elementos finitos; 3. As relações força vs. deslocamento das quatro estruturas foram equivalentes, não se obser-vando efeitos associados à incorporação destes agregados reciclados; 4. As conclusões anteriores são justificadas pela relevância do aço na ductilidade de estruturas e na capacidade resistente de secções de betão armado, caso o dimensionamento das mesmas seja feito adequadamente; 5. As armaduras de betão armado tiveram um efeito extremamente benéfico a nível de controlo de fendas, mitigando quaisquer eventuais efeitos detrimentais no comportamento em termos de fendilhação associados à incorporação de agregados reciclados; 6. Todas as estruturas tiveram um comportamento dúctil; 7. Pela avaliação das zonas críticas das estruturas, que definem o comportamento sísmico das mesmas, conclui-se que, caso os regulamentos sejam respeitados e a concepção de estruturas de betão armado com incorporação de agregados reciclados seja feita correctamente, o recurso a estes agregados reciclados, de alta qualidade, não é impeditivo a um desempenho sísmico adequado

6. Agradecimentos Os autores agradecem o apoio da OPWAY, do ICIST, Instituto de Estruturas, Território e Construção, do Instituto Superior Técnico, Universidade de Lisboa, da FCT, Fundação para a Ciência e Tecnologia, e do Programa Português de Investigação e Desenvolvimento Associado a Grandes Contratos Públicos.

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AVALIAÇÃO DE ARGAMASSA DE TERRA PARA REBOCOS INTERIORES

TÂNIA SANTOS Estudante de Doutoramento (FCT UNL) Caparica

PAULINA FARIA Professora Associada (FCT UNL) Caparica

SUMÁRIO

ABSTRACT

As argamassas de terra foram muito utilizadas no passado em Portugal para rebocos interiores e para o assentamento de algumas alvenarias rebocadas. Durante algumas décadas a sua utilização cessou e o conhecimento empírico inerente à sua aplicação perdeuse quase na totalidade. Enquanto antigamente eram associadas a uma escolha de recurso, quando não existiam outros materiais disponíveis, atualmente e particularmente na Europa, América do Norte e Austrália, são consideradas como uma escolha de elevada qualidade para a execução de rebocos interiores.

Earth mortars have been commonly used in the past for plastering and as masonry mortar. For some decades their use stopped and the knowledge was almost lost. While in the past this type of mortars was a fallback solution, when no other raw material was available, nowadays and particularly in Europe, North America and Australia they are considered high quality plastering mortars.

As qualidades ecológicas das argamassas de terra já são bem conhecidas. A eficiência técnica destas argamassas quando aplicadas em sistemas de reboco e, particularmente, as suas características precisam de ser avaliadas através de procedimentos normalizados, de modo a poderem ser comparadas entre diferentes argamassas à base de terra e com os requisitos de argamassas de reboco. Recentemente tem sido dedicado a este tipo de argamassas um maior interesse a nível científico e da indústria. Existe inclusive uma norma DIN recente, de 2013, que define os requisitos (e os ensaios) que estes tipos de argamassas devem cumprir para poderem ser comercializadas no mercado alemão. Existe pelo menos uma argamassa de terra pré-doseada para rebocos interiores de produção nacional comercializada e utilizada em Portugal. Na falta de normalização nacional aplicável, esta argamassa foi preparada de acordo com a informação técnica disponível do produtor e caracterizada com base nos requisitos e procedimentos de ensaio definidos na referida norma DIN. Os resultados são apresentados e discutidos, comparativamente a outras argamassas de terra e a argamassas mais correntes para reboco, nomeadamente argamassas com base em cal aérea. São salientados os bons resultados apresentados pela argamassa nacional e enfatizadas algumas das vantagens técnicas que podem advir de um uso mais generalizado de rebocos com este tipo de argamassas.

The ecological qualities of earth mortars are well known. The technical efficiency of these plastering mortars and their properties need to be assessed by standardized testing procedures so different earth mortars can be compared and with requirements specifically defined for plasters. Recently they gath-ered a greater interest from the scientific field and from the industry. A recent DIN standard (from 2013) have been established defining the requirements these mortars have to fulfill and the testing procedures to assess them, to be accepted in the German market. There is at least one ready-mixed earth mortar produced in Portugal. This mortar has been prepared and characterized bearing in mind the requirements and testing procedures defined in the DIN standard. Results are presented and discussed, compared with other earth mortars and with common plastering mortars, namely with air lime mortars. The good results presented by the earth mortar are highlighted, as well as some of the technical advantages that can be obtained by a more frequent use of this type of plasters.

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1. Introdução Este artigo teve por base um anteriormente apresentado pelas autoras no I Simpósio de Argamassas e ETICS, Argamassas2014. Após décadas de esquecimento, as possibilidades de utilização da terra como material de construção têm evoluído nos últimos anos em todo o mundo, a nível industrial e científico. Tal situação permite que a terra possa ser cada vez mais utilizada, com vantagens técnicas e ecológicas. Estas vantagens residem no facto de: a terra ser uma matéria-prima abundante e de, muitas vezes, poder ser utilizada para a construção a própria terra que é escavada durante a implantação de uma nova construção ou escavada para a execução de estruturas enterradas; a utilização da terra não necessitar de processos de transformação dispendiosos em termos de energia (normalmente apenas um desterroamento e homogeneização); da utilização da terra poder contribuir para a melhoria do comportamento higrotérmico e do conforto acústico dos edifícios; dos elementos construtivos construídos com terra poderem ser reciclados e a matéria-prima terra poder ser reutilizada (desde que não estabilizada com ligantes); a terra ser incombustível, não ser tóxica e poder até contribuir para a melhoria da qualidade do ar interior [1]. Para além destes aspetos e no que respeita à utilização da terra em argamassas de reboco interior, destacam-se ainda eventuais qualidades estéticas, juntamente com efeitos benéficos a nível do clima interior e de bem-estar geral, tais como a capacidade de contribuir para regular a humidade relativa do ar interior [2] [3]. Esta última vantagem advém das argamassas de terra serem muito higroscópicas e permeáveis ao vapor de água. Para além disso, o seu comportamento mecânico é semelhante ao de uma parede de terra e de paredes de edifícios antigos com base em alvenaria de pedra argamassada. Esta situação faz com que estas argamassas sejam mais compatíveis com estas paredes que as argamassas à base de cimento; estas últimas, apesar de apresentarem melhor comportamento face à ação da água, são excessivamente rígidas para este tipo de alvenarias [4]. As argamassas de terra foram muito utilizadas no passado, nomeadamente em rebocos interiores de paredes construídas com terra (nas técnicas construtivas monolíticas da taipa, em alvenarias de adobe ou em paredes ligeiras de tabique) mas também em paredes de alvenaria de pedra argamassada. Foram também muito usadas como argamassas de assentamento em alvenarias de pedra, por exemplo de xisto [5]. Uma argamassa de terra é genericamente constituída por terra argilosa, desterroada e sem agregados de grandes dimensões, e areia, em quantidade proporcional ao teor de argila da terra, que é misturada com água. A argila presente nas argamassas de terra desempenha o papel de ligante ou aglutinante e pode ser responsável pela eventual retração de rebocos de argamassas de terra, enquanto as areias formam o esqueleto granular que forma a estrutura mecânica do reboco. Uma boa formulação de argamassas de terra para reboco deve conter argila suficiente para ligar todo o esqueleto granular, permitir a plasticidade necessária para a sua aplicação e prevenir a sua erosão; não deve existir em demasiadamente grande quantidade, de modo a ser possível limitar a retração [4]. Segundo Torraca [6], a composição da terra para a construção deve conter 20% a 30% de argila e silte e 70% a 80% de areia. A retração é considerada nociva no caso de causar fendas profundas ou destacamento do reboco, podendo a pequena microfissuração não ser necessariamente prejudicial. Para além da retração do reboco, também a trabalhabilidade e a aderência do reboco à parede são muito importantes. Esta ligação depende da natureza da parede (como, por exemplo, dos materiais constituintes, modo de aplicação desses materiais, textura e eventuais heterogeneidades), do estado hídrico da parede e da natureza do reboco [4] [6]. As argamassas de terra podem ter um melhor desempenho no caso de serem estabilizadas através de adições ou adjuvantes. Os principais objetivos da estabilização são obter melhorias ao nível do comportamento mecânico, melhor coesão, redução da porosidade e das variações de volume, controlo da retração, aumento da resistência à fendilhação, melhoria da resistência à erosão por ação do vento com partículas em suspensão, reduzindo a abrasão na superfície e a permeabilidade à água líquida. A estabilização pode ser química, mecânica e física. Um dos métodos de estabilização física de argamassas de terra mais utilizados é a incorporação de fibras vegetais, tais como a palha. A utilização das fibras permite diminuir ou evitar a fissuração nos processos de secagem das argamassas de reboco nas paredes, permitindo distribuir as tensões de retração da argila por toda a argamassa [6]; permite ainda diminuir a massa volúmica do material e melhorar o contributo para os comportamentos térmico e acústico da parede onde o reboco está aplicado [7]. A palha pode apresentar a desvantagem de se degradar quando exposta por períodos prolongados a ambientes húmidos e de aumentar a suscetibilidade da argamassa à contaminação biológica [8]. O interesse pelas argamassas de terra, e nomeadamente a sua utilização em rebocos interiores, tem sido objeto de desenvolvimento e aplicação em muitos países desenvolvidos do mundo. É o caso da Alemanha, que publicou em 2013 a norma DIN 18947 [9] relativa aos termos, definições, requisitos e métodos de ensaio de rebocos constituídos por argamassas de terra, sem estabilização química por outros ligantes. Esta norma está atualmente apenas publicada em alemão. Neste artigo apresentam-se os requisitos e os métodos de ensaio que a norma define para argamassas de reboco de terra e caracteriza-se uma argamassa pré-doseada [10] de terra de fabrico nacional. Uma amassadura desta argamassa foi produzida em condições reais de obra no âmbito de um workshop que decorreu na Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade

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Nova de Lisboa, com o apoio da empresa EMBARRO, e outra amassadura foi produzida em laboratório mas através de processo facilmente reprodutível em obra. No âmbito do referido workshop a argamassa de terra foi aplicada como reboco sobre muretes experimentais constituídos por alvenarias de tijolo furado, de blocos de betão, de adobe e de pedra argamassada, e foi posteriormente caracterizada, com bons resultados [11]. A argamassa em análise, para além de terra argilosa, é constituída por areia siliciosa e fibras vegetais (cortadas com 1-2 cm), sem qualquer outro ligante, e foi formulada com água suficiente para se poder proceder à sua fácil aplicação por projeção. Foram executados provetes em laboratório, que foram caracterizados através de ensaios físico-mecânicos. Neste artigo apresentam-se e discutem-se os resultados obtidos com esta argamassa de reboco, procurando-se classificá-la de acordo com a norma DIN [9] em vigor na Alemanha e comparar os resultados desta argamassa de terra nacional com outras argamassas, de terra ou com base em cal aérea, consideradas como referência.

2. A norma DIN 18947 A avaliação das argamassas de terra segundo a norma alemã inclui a análise da retração inicial, da massa volúmica no estado endurecido, da resistência à compressão e à flexão, da aderência ao suporte, da resistência à difusão de vapor de água, da condutibilidade térmica, do comportamento ao fogo, da capacidade de adsorção de água e da resistência à abrasão. No caso de se suspeitar da existência de sais prejudiciais em quantidades inaceitáveis que possam provocar degradação, a norma aconselha a realização de um ensaio para a determinação do teor de sais ao produto pré-doseado. Para a realização de grande parte dos ensaios de caracterização destas argamassas a norma DIN 18947 [9] remete para as normas EN 1015-2 [12], EN 1015-3 [13], EN 1015-4 [14], EN 1015-6 [15], EN 1015-7 [16], EN 1015-11 [17] e EN 1015-12 [18]. Neste capítulo vão apenas descrever-se os procedimentos de ensaio referidos na norma DIN [9].

2.1. Teor de sais A norma DIN [9] define que o produto pré-doseado das argamassas de terra têm de obedecer a valores limites no que diz respeito ao teor de sais, nomeadamente de nitratos, de sulfatos e de cloretos. Para a além da quantidade de cada sal presente na argamassa, a norma impõe que o total de sais presente também não ultrapasse um determinado valor limite.

2.2. Preparação de argamassas, caracterização no estado fresco e provetes A norma alemã define que as argamassas de terra ensaiadas devem ser preparadas de acordo com o estabelecido na norma europeia EN 1015-2 [12], tendo em consideração alguns desvios. Desta forma a norma DIN 18947 [9] define que a produção da argamassa deve ser realizada através de um equipamento mecânico de amassadura, seguindo o seguinte procedimento: inicialmente é colocada a água para a mistura no recipiente da amassadura; posteriormente é adicionada a quantidade de sólidos, ao longo de 30 segundos de amassadura em velocidade lenta; efetua-se uma agitação por mais 30 segundos em velocidade mais elevada, após terminada a colocação dos sólidos; segue-se um período de descanso de 5 minutos e por fim mais 30 segundos de agitação constante. A quantidade de água necessária para a amassadura deve ser definida pelo produtor, de modo a cumprir o espalhamento definido. A norma define que a argamassa no estado fresco deve ter massa volúmica superior a 1,2 kg/dm3 e uma consistência por espalhamento de 175±5 mm, sendo esta determinada de acordo com a norma EN 1015-3 [13]. Os provetes de argamassa são realizados de acordo com a norma EN 1015-11 [17], sendo desmoldados quando endurecidos. Para a realização de cada ensaio a norma define as condições prévias de temperatura e humidade relativa (HR) em que devem permanecer os provetes até serem ensaiados. Como se tratam de argamassas sem ligantes que produzam reacção química, a idade do ensaio não é considerada importante.

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2.3. Retração linear por secagem Para a determinação da retração linear por secagem utiliza-se um mínimo de três prismas de argamassa de dimensões de 40x40x160 [mm] acondicionados, desde a moldagem e até estarem em condições de massa constante (é considerada massa constante quando a diferença de massa em 24h for menor do que 0,2%), a 23±5°C e 50±15% de HR. A medição é feita com o auxílio de uma craveira sobre o lado mais longo do prisma, a meia altura. Os resultados de retração são obtidos através da redução do comprimento, em percentagem de alteração relativamente ao comprimento inicial do prisma. A norma estabelece que os resultados das medições individuais devem ser arredondados a uma casa decimal e que o resultado final para cada argamassa de reboco de terra resulta da média dos prismas, arredondada a uma casa decimal. A norma DIN [9] define que a retração linear de secagem não deve ser superior a 2%, embora considere que rebocos que incorporem fibras possam apresentar uma retração linear até 3%. Não é feita referência na norma DIN [9] à variação volumétrica.

2.4. Massa volúmica no estado endurecido No estado endurecido, a norma DIN [9] estabelece a determinação da massa volúmica dos prismas de argamassa de dimensões de 40x40x160 [mm], mantidos acondicionados, até atingirem massa constante, nas mesmas condições de temperatura e HR. Utilizando uma craveira, são medidas as dimensões dos provetes ao centro de cada face, realizando-se ainda a determinação da massa através de uma balança com um erro não superior a 0,1g. A massa volúmica no estado endurecido é calculada a partir da relação da massa com o volume exterior dos prismas de argamassa. A norma [9] define que os resultados das medições individuais têm de ser arredondados para duas casas decimais e expressos em kg/dm3. O resultado final para cada argamassa é a média das três medições individuais, arredondada para duas casas decimais, podendo ser classificadas, segundo a norma [9], de acordo com a Tabela 1, em classes de massa volúmica no estado endurecido.

Tabela 1: Classe e massa volúmica de argamassas para reboco de terra (com base em [9])

2.5. Resistência à flexão e à compressão A norma DIN [9] define que o ensaio de resistência à flexão e à compressão deve ser realizado de acordo com a norma EN 1015-11 [17] a um mínimo de três prismas de argamassa. Os prismas devem ser armazenados, pelo menos nos últimos 7 dias antes do ensaio, a 23±2ºC de temperatura e a 50±5% de HR. Os resultados dos ensaios de resistência à flexão e à compressão devem ser expressos em N/mm2, arredondados para uma casa decimal. A argamassa de terra é classificada em termos de resistência, a partir dos valores médios, segundo a Tabela 2.

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2.6. Aderência ao suporte De acordo com a norma [9], o ensaio de aderência é feito de acordo com a norma EN 1015-12 [18], sendo a argamassa de terra classificada em termos de resistência segundo a Tabela 2. O ensaio realiza-se sobre a argamassa de terra aplicada sobre um suporte (tijolo cerâmico ou bloco de betão). Também este conjunto deve ser mantido, pelo menos nos últimos 7 dias antes do ensaio, a 23±2ºC de temperatura e 50±5% de HR. Os provetes são cortados nas superfícies de argamassa de terra, com uma broca central, com 50 mm de diâmetro, segundo a norma EN 1015-12 [18]. Esta norma refere que os provetes danificados devem ser postos de parte, devendo garantir-se um mínimo de cinco amostras utilizáveis e a sua média. Tabela 2: Classe de resistência mecânica das argamassas para rebocos de terra (com base em [9])

2.7. Resistência à difusão do vapor de água e condutibilidade térmica Em relação à resistência à difusão do vapor de água, μ, a norma DIN 18947 [9] considera que pode ser assumido o valor μ=5/10 (consoante se utilizem os métodos de ensaio com cápsula seca ou húmida, respetivamente) sem ser necessária a realização de nenhum ensaio. No caso de se querer ensaiar a argamassa de terra para determinação da resistência à difusão de vapor de água, é possível aplicar a norma EN ISO 12572 [19] ou a norma NP EN 1015-19 [20]. A norma DIN [5] define que a condutibilidade térmica de argamassas de terra deve ser determinada com base na norma DIN V 4108-4 (à qual não se acedeu).

2.8. Reação ao fogo A norma [9] refere que o comportamento ao fogo de rebocos de terra deve ser determinado segundo normas alemãs específicas – DIN 4102-1 [21] e DIN 4102-4 [22], sendo as respetivas argamassas classificadas em conformidade. O ensaio de resistência ao fogo é definido consoante a classe de cada material: A1, A2 ou B1. Na Tabela 3 é possível observar qual o ensaio a realizar à argamassa, consoante a classe do seu material e a periodicidade com que o ensaio deve ser realizado. Tabela 3: Classe e ensaios de resistência ao fogo de argamassas de reboco de terra (com base em [9])

2.9. Abrasão A norma DIN 18947 [9] define que a resistência à abrasão de superfícies de terra é medida através da utilização de um disco redondo com uma escova rotativa de plástico. A escova de 65 mm de diâmetro é colocada na vertical com um dispositivo adequado que exerça uma força de contacto constante de 20 N contra a superfície, pressionando até realizar 20 rotações em 15 a 25 segundos. De acordo com a norma o material de desgaste é recolhido para um recipiente e posteriormente é pesado numa balança com precisão inferior a 0,01g. Os valores individuais e médios do ensaio devem ser expressos em gramas e com uma casa decimal, não podendo os resultados exceder os valores indicados na Tabela 4.

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Tabela 4: Classe de resistência à abrasão e abrasão máxima de argamassas de reboco de terra (com base em [9])

2.10. Adsorção do vapor de água A adsorção de vapor de água por uma argamassa para reboco de terra é determinada em amostras retangulares de argamassa com 15 mm de espessura e 1000 cm2 de área, realizadas em moldes de aço, sendo selados os cincos lados, para que a adsorção ocorra apenas na superfície superior [9]. A amostra tem de se encontrar em equilíbrio a 50% de HR, sendo posteriormente exposta a uma HR de 80%, com temperatura constante de 20ºC. Determina-se o aumento de massa de cada provete após 0,5h, 1h, 3h, 6h e 12h a essa HR, com o auxílio de uma balança de 0,01g de precisão. Com base no valor médio das amostras, a argamassa é classificada de acordo com a Tabela 5. Tabela 5: Classes de adsorção do vapor de água de argamassas de reboco de terra (com base em [9])

3. Desenvolvimento experimental 3.1. Argamassa e provetes A argamassa pré-doseada de terra para reboco analisada é comercializada pela empresa EMBARRO e é composta por terra argilosa, areia siliciosa e fibras de palha de aveia com 1 a 2 cm de comprimento. A argamassa foi produzida no decorrer do workshop que se realizou Faculdade de Ciências e Tecnologias da Universidade Nova de Lisboa (FCT-UNL), tendo sido misturada mecanicamente in situ para aplicação por projeção. Uma porção foi projetada para um balde e posteriormente transportada para o laboratório (a cerca de 30 m de distância) e caracterizada no seu estado fresco. Com essa argamassa foram produzidos manualmente, em laboratório, provetes prismáticos de argamassa em moldes metálicos com 40x40x160 [mm] (Figura 1, esquerda). A argamassa foi também aplicada sobre a superfície de tijolo furado de 7 cm numa camada de 1,5 cm, que foi nivelada (Figura 1, direita). Com base no teor de água determinado a partir da argamassa produzida in situ (20,1±0,1%) [11], foi produzida nova amassadura da mesma argamassa em condições controladas de laboratório. Esta foi amassada com um berbequim com misturador helicoidal, de forma contínua durante cinco minutos após a adição de água. Com esta argamassa foram produzidos, em moldes de PVC sobre uma base impermeável, provetes circulares de 90 mm de diâmetro, com 15 mm e com 20 mm de espessura. A argamassa foi deixada cair dentro do molde de uma altura de aproximadamente 20 cm de altura e nivelada manualmente (Figura 1, centro). Foram ainda preparados provetes prismáticos de 500x200x15 [mm] dentro de moldes metálicos. A argamassa encheu o molde e foi compactada por quedas laterais do molde e nivelada manualmente.

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Figura 1 - Provetes prismáticos de 40x40x160 [mm] nos moldes (esquerda); preparação dos provetes circulares (centro); provetes de argamassa sobre tijolo (direita)

O manuseamento da argamassa, tanto in situ, como em laboratório, permitiu verificar que apresentava uma excelente trabalhabilidade. Todos os provetes foram deixados secar em condições controladas de laboratório – 20±2ºC de temperatura e 65±5% de HR – e foram utilizados para caracterização física e mecânica. Estas condições (as existentes no laboratório) são, no entanto, distintas das definidas na norma DIN 18947 [9] e que, tal como referido anteriormente, são de 23ºC e 50% HR.

3.2. Procedimentos de ensaio adotados Na campanha experimental de caracterização da argamassa pré-doseada à base de terra foram realizados alguns dos ensaios referidos na norma DIN [9] mas também alguns ensaios complementares de caracterização. Relativamente aos ensaios referidos na norma [9], referem-se as diferenças ocorridas nos procedimentos face ao definido nessa norma. A baridade do produto pré-doseado foi determinada com base na norma EN 1097-9 [23]. As argamassas produzidas in situ e em condições laboratoriais foram caracterizadas no seu estado fresco, tendo sido determinada: a consistência por espalhamento (Figura 2, centro) segundo a norma EN 1015-3 [13]; a massa volúmica, segundo a norma EN 1015-6 [15]; o teor de ar com base na norma EN 1015-7 [16] e o teor de água, determinado através da perda de peso depois de ser seca em estufa. Para além destes ensaios de caracterização no estado fresco, realizados às duas amassaduras da argamassa, foram ainda realizados os ensaios de consistência por penetrómetro (Figura 2, esquerda) segundo a norma EN 1015-4 [14] e o ensaio de retenção de água com base no draft da norma prEN 1015-8 [24] na argamassa realizada em laboratório. Nesta amassadura por berbequim da argamassa foi ainda realizado um ensaio de abaixamento (Figura 2, direita) que consistiu em avaliar o abaixamento ocorrido na amostra de argamassa pelo ensaio de consistência por espalhamento. Os provetes foram deixados secar inicialmente em sala de laboratório localizada na cave e cumprindo aproximadamente as condições ambientes definidas na norma DIN [5] (23±5°C de temperatura e 50±15% de HR). Quando os provetes foram desmoldados foi observado que a retração existente era mínima. Os provetes foram posteriormente colocados em laboratório condicionado a 20±2ºC de temperatura e 65±5% de HR até sujeitos a ensaio.

Figura 2 - Ensaio de consistência por penetrómetro (esquerda); ensaio de consistência por espalhamento (centro); ensaio de abaixamento (direita)

A massa volúmica aparente da argamassa de terra em estudo foi determinada com base na norma DIN 18947 [9], tendo sido utilizados seis provetes prismáticos de 40x40x160 [mm] (da argamassa preparada in situ), uma craveira digital e uma balança com 0,001g de precisão. As características mecânicas em termos de módulo de elasticidade dinâmico e resistências à flexão e à compressão foram avaliadas através dos mesmos seis provetes prismáticos. O módulo de elasticidade dinâmico foi determinado com base na norma

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EN 14146 [25] através da utilização do equipamento ZEUS Resonance Meter. As resistências à flexão (Figura 3, esquerda) e à compressão foram determinadas de acordo com a norma DIN 18947 [9] e EN 1015-11 [17] com uma máquina de tração Zwick-Rowell, respetivamente com uma célula de carga de 2kN e de 50kN. A aderência ao suporte foi determinada com base na norma EN 1015-12 [15] com o equipamento de pull-off PosiTest AT-M e com pastilhas de 50mm de diâmetro coladas em amostras da argamassa aplicada no revestimento de tijolos furados. Embora com necessidade de cuidado na manipulação, não houve problema na realização deste ensaio com a argamassa de terra. A determinação da condutibilidade térmica realizou-se com o equipamento Heat Transfer Analyser ISOMET 2104 e a respetiva sonda de superfície API 210412 com 60 mm de diâmetro, com gama de leitura de 0,30 a 2,00W/m.K. Neste ensaio a sonda é colocada sobre o provete a ensaiar e, passado algum tempo de estar em contacto com a argamassa, o equipamento fornece o valor da condutibilidade térmica do material (Figura 3, centro). O equipamento define que deve ser utilizada uma superfície no mínimo com 60mm de diâmetro e 15mm de espessura. Para este ensaio foram utilizados seis provetes de 90 mm de diâmetro e 15mm e 20mm de espessura, dois provetes de argamassa com 1,5cm sobre tijolos furados de 7cm, seis prismas de 40x40x160 [mm] e três provetes planares de 500x200x15 [mm] em molde metálico. De entre todos os provetes ensaiados apenas os provetes prismáticos não cumprem a recomendação do equipamento. A capacidade higroscópica é determinada utilizando os moldes planares de 500x200x15 [mm] em molde metálico, com 1000cm2 de área, com base na norma DIN 18947 [9], mas também utilizando os provetes circulares de 90mm de diâmetro, com 15mm e 20mm de espessura, com área de 55,6cm2. Os provetes foram revestidos, em todas as superfícies exceto a superior, com pelicula aderente de polietileno (Figura 3, direita); os em molde metálico foram mantidos no respetivo molde. Os provetes planares de 500x200x15 [mm] foram pesados numa balança com precisão de 0,1g, enquanto os provetes circulares foram pesados numa balança de precisão de 0,001g.

Figura 3 - Ensaio de resistência à tração por flexão (esquerda); ensaio de condutibilidade térmica (centro); ensaio de adsorção de vapor de água (direita)

4. Resultados e discussão A baridade do produto seco da argamassa pré-doseada registou um valor de 1,17±0,01 kg/dm3. Na Tabela 6 é possível observar os valores obtidos na caracterização no estado fresco da argamassa preparada in situ e da mesma argamassa preparada em laboratório. Tal como já foi referido, a norma DIN 18947 [9] define que a argamassa no estado fresco deve ter massa volúmica superior a 1,2 kg/dm3 e uma consistência por espalhamento de 175±5 mm, pelo que se pode concluir que a argamassa de terra preparada in situ cumpre o exigido pela norma [9], enquanto a argamassa preparada em laboratório, com o mesmo teor em água, apresenta um espalhamento ligeiramente superior ao definido como limite. No entanto, nenhuma das argamassas foi preparada exatamente de acordo com o procedimento definido na norma (vide 2.2 e 3.1). Tabela 6: Caracterização da argamassa in situ e de laboratório no estado fresco

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Constata-se que a massa volúmica, o teor de ar e o teor de água das duas amassaduras da mesma argamassa apresentam reduzida variação, o que demonstra uma boa estabilidade da argamassa face à utilização de equipamento distinto de amassadura (no caso, um equipamento mecânico de amassadura e projeção, face à utilização de berbequim e lâmina helicoidal). Em termos de retração linear, a argamassa de terra em estudo apresenta um valor de retração bastante inferior a 3%, uma vez que não foi medida redução significativa do comprimento dos provetes prismáticos ao serem desmoldados no estado seco; está, por isso, de acordo com os requisitos definidos na norma [9]. Normalmente os materiais de construção de terra podem retrair significativamente. Segundo Röhlen e Ziegert [7] as argamassas de reboco de terra apresentam um grau de retração que pode chegar aos 2,5%, enquanto a retração do betão ou de argamassas de cimento é de apenas 0,04% e 0,09%, respetivamente. No entanto, num outro estudo realizado com argamassas de terra [26], estas também apresentaram um grau de retração inferior a 2%. Os resultados obtidos de massa volúmica aparente, módulo de elasticidade dinâmico, resistência à flexão e compressão e aderência ao suporte, em termos de média e desvio padrão, constam na Tabela 7. Tabela 7: Massa volúmica aparente, módulo de elasticidade dinâmico, resistência à tração e à compressão e aderência ao suporte

De acordo com a norma DIN 18947 [9] esta argamassa pode ser classificada como pertencente à classe 1,8 em termos de massa volúmica aparente, uma vez que apresenta valores entre 1,61 e 1,80kg/dm3. Em termos de resistência mecânica, pode ser classificada como sendo de classe SI, uma vez que apresenta resistência à flexão não inferior a 0,3N/mm2, resistência à compressão superior a 1,0N/mm2 e aderência ao suporte superior a 0,05N/mm2 [9]. Habitualmente, as misturas de terra têm uma resistência à compressão mínima de 0,6 N/mm2. Enquanto os valores mais típicos para paredes de taipa variam entre 1 e 3N/mm2 [7]. Gomes et al. [26] com argamassas de terra formuladas com material de antigas paredes de taipa e com uma terra caulinítica obtiveram valores entre 0,47 e 0,51MPa. Comparativamente, argamassas de reboco com base em cal aérea costumam apresentar resistências à compressão que rondam 1 a 1,5N/mm2 [7], sendo admissíveis valores entre 0,4 e 2,5N/mm2 para argamassas de reboco de paredes de edifícios antigos ou com características mecânicas similares [27]. Estudos desenvolvidos por Matias et al. [28] mostram que argamassas de cal aérea com resíduos de cerâmica (material semelhante à terra mas cozido) podem atingir valores de resistência à compressão aos 120 dias de idade que ultrapassam 7N/mm2 e de resistência à flexão que se aproximam de 0,35N/mm2. Em termos de resistência à flexão por tração, Gomes et al. [26] obtiveram valores entre 0,14 e 0,17MPa com argamassas de terra formuladas para reparação de paredes de taipa e com terras de antigas taipas ou uma terra caulinítica; estes valores são inferiores aos obtidos no presente estudo. As argamassas de reboco de terra devem apresentar uma resistência à aderência entre a superfície e as camadas de reboco de, pelo menos, 0,03N/mm2 [7]; no entanto Röhlen e Ziegert [7] também afirmam serem comuns valores até 0,15N/mm2. Os valores obtidos relativos à caracterização mecânica demonstram que as argamassas de terra, e esta em particular, apresentam características semelhantes à de outros tipos de argamassas, nomeadamente com base em cal aérea. No que diz respeito à condutibilidade térmica, os valores obtidos no ensaio realizado sobre os vários tipos de provetes, em termos de média e desvio padrão, constam da Tabela 8. Tabela 8: Condutibilidade térmica λ

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Tal como já foi referido, todos os provetes cumprem as recomendações do equipamento, exceto os provetes prismáticos de 40x40x160 [mm]. No entanto todos os provetes apresentam um valor de condutibilidade térmica na casa dos 0,9 W/(m.K). Tipicamente, os materiais de construção de terra apresentam valores entre de 0,17 e 1,1W/(m.K), dependendo da massa volúmica aparente [7] e das condições ambientes (temperatura e HR). No caso particular da argamassa de terra analisada, encontrando-se os provetes em condições de laboratório de 20ºC e 65% de HR, o valor é da mesma ordem de grandeza do valor definido no ITE 50 [29] para argamassas e rebocos de cal e areia com massa volúmica de 1,60kg/dm3, que é de 0,80W/(m.K). A higroscopicidade é uma medida dinâmica que descreve a capacidade de adsorção de vapor de água do ambiente pelas camadas de um elemento de construção. Os valores médios obtidos no ensaio de adsorção de vapor de água constam da Tabela 9 para os diferentes provetes ensaiados. Tabela 9: Vapor de água adsorvido por unidade de área, pelos diferentes tipos de provetes, ao longo do ensaio

Comparando os resultados dos provetes planares com os circulares, com áreas expostas e correspondentes perímetros – e eventual influência do bordo dos moldes - muito distintas, é possível concluir que as dimensões da superfície dos provetes têm uma grande influência na quantidade de vapor de água adsorvida pelos provetes por unidade de área. Com efeito, entre os provetes com 55,6cm2 de área e comparativamente aos com 1000cm2 verifica-se um aumento significativo do acréscimo do vapor de água adsorvido por unidade de área, com a área superficial dos provetes. Não se verifica uma grande influência a nível da espessura comparando os resultados obtidos com os provetes circulares com 15 e 20mm. Com efeito, entre provetes com 15mm e 20mm de espessura verifica-se uma adsorção nos primeiros períodos um pouco maior, mas ligeiramente inferior a partir das 3h de ensaio. A diferença de comportamento entre os provetes pode observar-se a partir da Figura 4.

Figura 4 – Curvas de adsorção médias da argamassa em provetes planares e circulares, de área e espessuras distintas

No entanto, comparando os valores obtidos com as classes definidas na norma DIN [9], verifica-se que, de acordo com os resultados de todos os provetes, a argamassa é classificada como WSIII. Röhlen e Ziegert [7] afirmam que o valor médio da adsorção do vapor de água por argamassas de terra para rebocos encontra-se geralmente entre 50-70g/m2, sendo possível verificar que a argamassa analisada apresenta valor médio perto do limite superior dessa gama. Os rebocos de terra exibem capacidade higroscópica anormalmente elevada, geralmente só comparável a madeira não tratada, que regista valores da ordem de 60g/m2 [7]. No entanto, esta característica deverá ser controlada de modo a ser adequada às condições de humidade relativa e temperatura existentes no interior e no exterior dos edifícios. Tal como já foi referido, a norma DIN 18947 [9] impõe a classificação da argamassa de terra consoante a sua reação ao fogo

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e remete para as normas DIN EN 4102-1 [21] e DIN EN 4102-4 [22]. Este ensaio não foi levado a cabo porque, de acordo com estas normas, a terra e materiais contendo elevado teor em terra podem ser diretamente classificados como sendo não-inflamáveis (classe A). Röhlen e Ziegert [7] referem que, através de ensaios realizados, argamassas de terra com fibras de palha com massas volúmicas superiores a 1200kg/m3 cumprem os requisitos para serem classificadas como não-inflamáveis.

5. Conclusões Neste documento apresentam-se os aspetos considerados mais importantes que constam na norma sobre argamassas de reboco de terra [9] que se conhece, bem como os resultados da caracterização de uma argamassa pré-doseada de terra de fabrico nacional. O estudo efetuado permitiu salientar diversos aspetos, que de seguida são mencionados. A trabalhabilidade apresentada pela argamassa foi excelente, tanto quando preparada in situ, como quando preparada em laboratório, embora por método reprodutível in situ. Os valores de consistência por espalhamento e massa volúmica no estado fresco estão de acordo com o imposto na norma DIN 18947 [9]; no entanto, pela trabalhabilidade apresentada, considerouse que a argamassa poderia ter sido efetuada com ligeiramente menor quantidade de água. Mesmo assim (efetuada com eventual excesso de água), o facto de esta argamassa apresentar um valor de retração linear por secagem reduzido, e que cumpre o limite definido na norma [9], é uma muito boa indicação. A nível de massa volúmica no estado endurecido esta argamassa pode ser classificada como sendo da classe 1,8 [9] uma vez que apresenta valores entre 1,61 e 1,80kg/dm3. Em termos de resistência, esta argamassa pode ser classificada como sendo de classe SI [9], uma vez que apresenta valores de 0,3N/mm2 de resistência à flexão, superiores a 1,0N/mm2 de resistência à compressão e superior a 0,05N/mm2 de aderência ao suporte. Os valores obtidos são comparáveis com os de outras argamassas para rebocos, nomeadamente à base de cal aérea e adequadas para aplicação na reabilitação de edifícios antigos [27]. Quanto à condutibilidade térmica, todos os tipos de provetes apresentaram valores consistentes e que não ultrapassam 0,9W/(m.K). Esta característica não se traduz, no entanto, num grande acréscimo de resistência térmica, devido à reduzida espessura com que as argamassas de reboco interior são normalmente aplicadas. Já a influência seria maior se a argamassa fosse aplicada para o assentamento de alvenarias, por exemplo de alvenaria de xisto a serem rebocadas, em que a utilização de argamassas de terra era tradicional. A nível da adsorção de vapor de água, esta argamassa de terra pode ser classificada como de classe WSIII [9] pelos resultados apresentados nos provetes planares de 500x200x15 [mm], mas também pelos dos provetes circulares de 90mm de diâmetro, com 15mm e 20mm de espessura. Como estes últimos provetes são de mais fácil execução e manipulação, fica a hipótese do tipo de provetes a utilizar no procedimento de ensaio de adsorção de vapor de água poder, eventualmente após de confirmação em curso na continuação do estudo apresentado, vir a ser ampliado. Apesar da argamassa conter fibras de palha, uma vez que apresenta massa volúmica superior a 1200kg/m3 (logo numa quantidade limitada), a norma DIN permite atribuir-lhe boas características em termos de comportamento ao fogo, obviando a necessidade da argamassas à base de terra ser especificamente ensaiada. Em face dos resultados obtidos e da discussão efetuada, verifica-se a qualidade apresentada pela argamassa de terra pré-doseada de fabrico nacional analisada. Considera-se que, em face das características que se demonstraram que uma argamassa de terra pode ter, este tipo de argamassas poderiam ser mais utilizadas em rebocos interiores de edifícios, com evidente ecoeficiência.

6. Agradecimentos Agradece-se o financiamento por parte da Fundação para a Ciência e a Tecnologia ao projeto EXPL/ECM-COM/0928/2012, à empresa EMBARRO pela disponibilização da argamassa para a caracterização experimental e ao Eng. Técnico Vitor Silva pelo apoio ao desenvolvimento experimental.

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DIAGNÓSTICO DE ESTRUTURAS DE MADEIRA EM SERVIÇO NUM PALACETE DO SÉCULO XIX ANA CÂNDIDO Engenheira Civil - Mestre (ISEL) Lisboa

DULCE FRANCO HENRIQUES Professora Adjunta (ISEL) Lisboa

SUMÁRIO

ABSTRACT

No presente artigo são apresentadas e aplicadas metodologias de avaliação não destrutivas de elementos estruturais de madeira em serviço em edifícios antigos.

This paper presents and applies a non-destructive evaluation method of wood structural elements in service in old buildings.

Em Portugal existem muitos edifícios com elevado valor patrimonial, cuja estrutura é constituída em grande parte por elementos de madeira. Desta forma, para garantir a sua manutenção e conservação é fundamental aplicar técnicas comprovadas de inspecção e diagnóstico, a fim de ser possível o reconhecimento do seu estado e características reais. O caso de estudo que serve de base ao presente artigo é o Palacete Ribeiro da Cunha, construído em 1877, no centro de Lisboa. Ao longo do trabalho procedeu-se à inspecção e diagnóstico de três zonas do edifício: pavimento, cobertura dos arrumos e cobertura do lanternim. Cada local foi sujeito a um rigoroso plano de inspecção, recorrendo-se a métodos visuais e a ensaios não destrutivos com Resistógrafo, nos casos em que o elemento apresentava degradação biológica. Os elementos de madeira foram classificados visualmente pela aplicação das normas NP 4305:1995 - Madeira serrada de Pinheiro bravo para estruturas - Classificação visual [1] e UNI 11119:2004 Load-bearing structures - On site inspections for the diagnosis of timber members [2]. O Eurocódigo 5 (EN 1995:2004 - Design of timber structures [3]) também é abordado na perspectiva de verificação de segurança tendo em conta o nível de degradação registado. A utilização de ensaios não destrutivos verificou-se vantajosa, não só por facilitar a compreensão e obtenção de propriedades mecânicas e resistentes da madeira, mas também pelo seu carácter pouco intrusivo dado que se trata de um edifício com enorme interesse e valor arquitectónico.

Many buildings, with significant historical value, are located in Portuguese old towns. In most cases they have timber structures which need specific care to keep, at least, reasonable levels of conservation and security. Thus, the research and development of more efficient inspection and diagnosis methods are essential to verify the needs of rehabilitation. The case study is a palace located in a major historical area of Lisbon, named Palacete Ribeiro da Cunha. Its construction dates from 1877, thus being an important part of local heritage. Three different areas of the timber structure were subject to a thorough inspection plan using visual inspection and nondestructive testing with Resistograph, where the elements were biological degraded. The wooden elements were visually classified by applying the NP 4305 standards: 1995 - Maritime pine for structures - visual classification [1] and UNI 11119: 2004 - Load-bearing structures - On site inspections for the diagnosis of timber members [2]. Eurocode 5 (EN 1995: 2004 - Design of timber structures [3]) is also addressed, in order to verify if the safety conditions are satisfied, despite the observed damage level. The visual inspection revealed itself very useful, supporting testing results. This study is part of an inspection and diagnostic report, which provides the basis for decision-making on actions to be taken, such as the implementation of preventive measures or treatment or the application of strengthening and rehabilitation techniques.

Este estudo constitui uma parte de um relatório de inspecção e diagnóstico, que serve de base a tomadas de decisão sobre as acções a empreender, como sejam a implementação de medidas preventivas ou de tratamento ou então a aplicação de técnicas de reforço e reabilitação.

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1. Introdução Portugal é um país rico em edifícios de elevado valor patrimonial em que uma parte significativa dos elementos estruturais é de madeira, sobretudo pavimentos, escadas e coberturas. Reabilitar estes edifícios é uma tarefa que nunca terá fim [4]. A madeira é um material natural complexo, composto por celulose, lenhina e hemiceluloses. Por se tratar de um material natural, pode apresentar susceptibilidade a agentes de degradação, quando não estão aplicadas quaisquer medidas preventivas [5], mas pode também apresentar uma durabilidade bastante elevada, centenas de anos, desde que se tomem as devidas acções de prevenção, manutenção e / ou restauro. A partir de 1755, data do grande terramoto que atingiu a cidade de Lisboa, a madeira assumiu um papel fundamental como elemento estrutural, tendo passado a ser utilizada em paredes, pavimentos e coberturas de forma interligada, constituindo um todo. Actualmente, grande parte dos edifícios da zona central de Lisboa são originais das épocas Pombalina e gaioleira. Contudo, grande número, por falta de acções de conservação, encontra-se em avançado estado de degradação devido, sobretudo, a agentes biológicos. Por este motivo, é necessário reconhecer os fenómenos e acções de degradação provocados pelos agentes xilófagos para que, aliando estes conhecimentos à utilização de meios de inspecção e diagnóstico, se possa caracterizar o estado de conservação da estrutura e consequentemente identificar as opções mais acertadas de restauro ou reabilitação [6]. O estudo socorreu-se da aplicação in situ de alguns métodos não destrutivos de inspecção e diagnóstico de estruturas de madeira, incluindo técnicas tradicionais e não tradicionais, tais como: inspecção visual, Humidímetro, Resistógrafo e Pilodyn. Os resultados obtidos permitiram analisar o estado de conservação das zonas em estudo através da identificação dos agentes xilófagos existentes e dos mecanismos de degradação verificados, condições higrotérmicas do local, verificação de segurança à flexão simples preconizada no Eurocódigo 5 em função da perda de secção útil de cada elemento e avaliação dos resultados obtidos com a aplicação das normas de classificação visual [1] e [2]. O caso de estudo é um edifício denominado por Palacete Ribeiro da Cunha, sendo o projecto datado de 1877 e assinado pelo Arquitecto Henrique Carlos Afonso. Com um estilo neo-árabe, representa o típico género romântico oitocentista português, apresentando algumas características de interesse e valor arquitectónico, tais como: vitrais, frescos, átrio interior com inspiração árabe, escadaria nobre, lareiras em arte nova e relevos artísticos em estuque. É constituído por quatro pisos, desenvolvendo-se os dois superiores em torno de um átrio central vazado, coberto com lanternim. A estrutura é do tipo pombalino constituída por elementos em madeira nos pavimentos, paredes interiores (frontais e tabiques), escadas e cobertura.

2. Campanha de inspeção Este texto apresenta o estudo de três zonas localizadas no último piso do edifício: pavimento, cobertura dos arrumos e cobertura do lanternim (Tabela 1). A espécie de madeira utilizada nos vários elementos construtivos é do género Pinus, sendo provável que se trate de Casquinha ou Pinho bravo (Pinus sylvestris L. ou Pinus pinaster, Ait.), ou de uma mistura de ambas. O pavimento em análise é referente ao compartimento de instalação sanitária do último piso do edifício. A sua cobertura é em forma de cúpula adornada com várias janelas, que possibilitam a entrada de luz natural. Foram distinguidos dois tipos de elementos construtivos do pavimento: 14 vigas e 2 alinhamentos de tarugos. Os tarugos estão dispostos perpendicularmente às vigas, impedindo a deformação devido aos esforços de deformabilidade transversal, torção e bambeamento [7]. Tabela 1. Imagens das zonas de estudo

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O compartimento dos arrumos está associado ao compartimento da instalação sanitária e trata-se de um desvão, local pouco ventilado e com ausência de luz natural. A cobertura em estudo é composta por meia asna. Foram sujeitos a diagnóstico os seguintes elementos: 2 pernas de asna e 2 madres. A terceira zona analisada é uma parte da estrutura de cobertura com lanternim de vidro com geometria quadrangular e inclinação de quatro águas. Todos os elementos construtivos desta cobertura apresentam pintura de cal. O estudo incide sobre dois conjuntos de elementos construtivos compostos por: 2 escoras verticais, 2 diagonais e 1 travessa. As dimensões médias dos elementos avaliados são apresentadas na Tabela 2. Tabela 2: Dimensões médias

O diagnóstico foi composto por duas fases: preliminar e detalhada. Esta primeira fase qualitativa inclui uma visualização e apreciação geral da estrutura e reconhecimento das anomalias existentes, bem como dos riscos associados e a identificação da espécie de madeira utilizada. Nesta etapa, foi reconhecido o elevado valor histórico e arquitectónico da edificação. Após uma análise inicial, foram seleccionados os locais a inspeccionar em função das condições de acessibilidade, limpeza e luminosidade de cada zona, factores fundamentais para o sucesso da avaliação [6]. Seguidamente iniciou-se a fase detalhada que englobou a aplicação de técnicas de inspecção visual e ensaios não destrutivos. A inspecção visual é considerada a primeira etapa do diagnóstico não destrutivo [8]. Foi realizada com o auxílio das seguintes ferramentas: lâmina metálica, fita métrica, lanterna, comparador de fendas e escova para limpeza. O uso de um objecto cortante permitiu estimar a profundidade de degradação biológica da peça, integridade da superfície e consequentemente a quantificação preliminar da secção residual [6][9](Figura 1).

Figura 1. Avaliação preliminar da secção residual e medição de cada peça

Após a medição de cada elemento, desenhou-se em formato 3D (utilizando o software AutoCad), a estrutura de cada local analisado, apresentando-se na Figura 2 o desenho do pavimento. Na fase de inspecção visual foram identificadas as condições de serviço das peças, que, em geral, se caracterizam por: tipo de ambiente (exterior ou interior), contacto com o solo, existência de protecção à intempérie e contacto permanente, frequente ou ocasional com água doce ou salgada, para a determinação das Classes de risco de cada elemento estrutural apresentadas pela norma EN 335-2:2011 [10][9].

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Figura 2. Estrutura do pavimento (vigas e tarugos)

A medição do teor em água à superfície dos elementos foi realizada com recurso a um Humidímetro de contacto (Figura 3), tendo sido efectuadas cinco leituras em cada peça, as quais possibilitaram o cálculo do teor de água médio de cada elemento e posteriormente, de cada zona em estudo. O ensaio com Resistógrafo foi utilizado nas três zonas de intervenção. Por um lado, pretendeu-se conhecer o estado interior de peças cujo aspecto exterior apresentava algum avanço de degradação biológica e o reconhecimento da sua secção residual. Por outro, realizou-se o ensaio em peças com aspecto são para que se pudesse realizar uma comparação entre diferentes estados de conservação. Posteriormente, os gráficos obtidos com este ensaio foram descarregados para formato electrónico com recurso ao software B-tools Pro, que permitiu o cálculo da medida resistográfica (MR) [9]. Na Figura 3, apresentam-se os equipamentos utilizados no diagnóstico.

Figura 3. Humidímetro de contacto e Resistógrafo

Tal como já foi referido, para o estudo da classificação visual abordaram-se duas normas, uma portuguesa e uma italiana: NP 4305:1995 - Madeira serrada de Pinho bravo para estruturas - Classificação visual [1] e UNI 11119 - Load-bearing structures - On site inspections for the diagnosis of timber members [2]. Para o registo dos resultados obtidos, foi desenvolvido um modelo de Ficha de Classificação Visual, tendo sido preenchida uma para cada elemento de madeira estudado. A norma [1] aplica-se a madeira de Pinheiro bravo (Pinus pinaster, Ait.) nova produzida em Portugal para estruturas e tem por objectivo o estabelecimento da sua classe de qualidade através da apreciação do aspecto visual, incluindo características intrínsecas (massa volúmica e presença de medula), defeitos (nós, inclinação do fio, bolsas de resina e casca inclusa), corte (descaio) e alterações do material (degradação biológica, fendas e empenos) [11][12]. As classes de qualidade estabelecidas pela norma portuguesa [1] são as seguintes: EE (madeira especial para estruturas) e E (madeira para estruturas) [11]. Após a atribuição de classes de qualidade a cada elemento, será aplicada a NP EN 1912:2013 - Madeira para estruturas. Classes de resistência. Atribuição de classes de qualidade e espécies, onde às classes de qualidade correspondem classes de resistência mecânica, em função da espécie e da origem da madeira [13]. A cada classe de resistência estão atribuídos valores característicos ou médios de propriedades mecânicas (módulo de elasticidade e de distorção, massa volúmica, resistência à

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flexão e compressão paralela e perpendicular às fibras, entre outros), segundo a EN 338:1995 - Structural timber. Strength classes [14][6][11][12]. A norma italiana [2] destina-se à avaliação, inspecção e diagnóstico in situ de estruturas de madeira em serviço, estabelecendo os objectivos, procedimentos e critérios para tal. Ao contrário de algumas normas europeias, esta não se aplica a madeira nova, razão pela qual é frequentemente utilizada para a avaliação do estado de conservação e propriedades mecânicas de madeira em edifícios antigos. Esta norma prevê a avaliação das peças em função da zona crítica, ou seja, na zona do elemento sujeita a maiores esforços tendo em conta os defeitos presentes num comprimento mínimo de 150 milímetros em redor da mesma. Assim surge o conceito de secção crítica (secção transversal representativa da zona crítica) que engloba todos os carregamentos e defeitos presentes ao longo do comprimento da zona crítica. A secção crítica varia, não só em função da localização dos defeitos, mas também em função do tipo de elemento e do carregamento a que este se encontra submetido [6]. Tal como na norma portuguesa, à secção em análise deve ser retirada a percentagem de madeira consumida ou degradada caso se verifique a presença de degradação biológica, designando-se a secção resultante por secção útil ou secção residual. Por se tratar de uma norma de aplicação in situ, refere algumas das limitações susceptíveis de serem identificadas, como por exemplo a inacessibilidade a alguns elementos ou a algumas das suas faces. Desta forma, de modo a ultrapassar as limitações encontradas no local é recomendada a execução de ensaios não destrutivos, possibilitando uma melhor quantificação de várias propriedades mecânicas da madeira em análise. É ainda referido o carácter pouco intrusivo dos ensaios não destrutivos, razão pela qual a sua utilização é aconselhada como meio complementar da avaliação. A norma [2] estabelece três classes de qualidade (I, II e III) atribuídas em função das características identificadas no local, relacionadas com os seguintes aspetos: descaio, nós (isolados ou agrupados), inclinação do fio, fendas de retracção e outros defeitos (fissuras de congelamento e entre anéis). De acordo com o Eurocódigo 5 [3], para o dimensionamento e verificação da segurança de um pavimento devem ser verificados os estados limites últimos (flexão simples, corte e bambeamento) e de utilização (deformação e vibração). Porém, no estudo realizado apenas se verifica o estado limite último de flexão simples, de modo a ganhar sensibilidade à influência da diminuição de secção das vigas que apresentam degradação biológica. Para tal, para cada elemento foi calculada a área da secção inicial (secção sem degradação) e secção residual (secção resultante da degradação provocada pelo ataque do caruncho). A metodologia de cálculo, bem como as combinações de acções consideradas, foram calculadas de acordo com o previsto no Eurocódigo 0 (EN 1990:2009) [15]. Admitindo que se trata de um sistema estrutural composto por vigas simplesmente apoiadas (situação mais desfavorável), adoptou-se o esquema estrutural apresentado na Figura 4, em que P corresponde ao carregamento (kN/m) e L ao comprimento da viga.

Figura 4. Modelo do carregamento das vigas

Admitindo-se que o sistema estrutural seja composto por madeira de Pinheiro bravo ou de Pinheiro silvestre, optou-se por adoptar a massa volúmica superior que conduz à situação mais desfavorável, que neste caso é a de Pinho bravo. Assim adoptou-se um valor de massa volúmica média de 5,8 kN/m3 [12], que corresponde à massa volúmica de uma peça de Classe de Resistência C18 (classe frequentemente utilizada em estruturas). Para a determinação do valor da sobrecarga consultou-se o Eurocódigo1 (NP EN 1991:2009) [16], segundo o qual esta é atribuída em função da Categoria de utilização do local em estudo. Neste caso trata-se de um edifício residencial.

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3. Apresentação de resultados A apresentação e discussão dos resultados são organizadas segundo as três abordagens de que se compôs o estudo: 1. Apresentação das fases preliminar e detalhada da inspecção aos três locais de estudo; 2. Avaliação visual da estrutura do pavimento; 3. Análise estrutural do pavimento.

3.1. Inspecção preliminar e detalhada 3.1.1. Situação geral De acordo com a norma [10], as três zonas analisadas inserem-se na Classe de risco 2, porque apesar de se tratar de uma estrutura interior sem contacto com o solo, esta pode estar ocasionalmente sujeita a humidificação, por se tratar de uma casa de banho, no caso da zona 1 e por se localizar sob cobertura não impermeabilizada nos casos das zonas 2 e 3 [9]. Os elementos de madeira que se encontrem nas condições de serviço desta Classe apresentam susceptibilidade ao ataque por caruncho, térmitas e podridão castanha. Em relação ao teor em água verificado, este apresentou-se mais elevado nos elementos da cobertura dos arrumos, tal como se pode verificar na Tabela 3, mas em todos os casos muito inferior ao limite de risco de ataque por fungos de podridão e térmitas subterrâneas, 20%, pelo que a madeira se pode considerar, atualmente, em condições de segurança face a estes agentes. Tabela 3. Teores de água médios (%)

A degradação biológica por caruncho grande (Hylotrupes bajulus) e pequeno (Anobium Punctatum) foi identificada nas três zonas em análise, caracterizando-se pela presença de orifícios de saída ovais e redondos, respectivamente (Figura 5), bem como pelo aspecto muito enrugado e empolado da superfície, no caso da degradação por caruncho grande [9].

Figura 5 - Orifícios de saída: de caruncho grande e de caruncho pequeno

3.1.2. Pavimento A degradação biológica causada pelo caruncho revelou-se relativamente severa em algumas vigas do pavimento, verificando-se, no caso mais desfavorável, a perda de secção útil em cerca de 18,8%. Nesse caso, para além da redução da secção útil, a degradação encontra-se presente na zona de ligação entre o pavimento e a parede de frontal. Caso o ataque se propague e a ligação seja mais degradada, a viga pode perder a sua capacidade estrutural devido à diminuição da sua secção resistente, podendo dar-se o colapso parcial do pavimento. Trata-se de uma das vigas mais importantes do pavimento (viga 9, consultar Tabela 5), até porque é uma das vigas de maior comprimento, localizando-se no centro do compartimento. Na maioria dos casos de degradação por caruncho grande, a camada superficial da face já se encontrava destacada e com presença de serrim, provavelmente devido à tensão provocada pela camada de serrim compactado subjacente [9][17]. Quando sujeita à acção cortante da lâmina metálica também se observou a fraca resistência mecânica face à perfuração pelo objecto, propiciando o destacamento da camada superficial e a libertação de serrim em abundância (Figura 6).

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Figura 6 - Degradação biológica causada pelo ataque de caruncho grande (vigas).

Na Figura 7 apresenta-se um perfil resistográfico obtido transversalmente a uma viga, no qual são identificadas duas zonas, A e B, em que existe perda de resistência do material muito provavelmente devido à presença de galerias internas originadas por caruncho grande.

Figura 7 - Perfil resistográfico de viga degradada por caruncho grande e pequeno

3.1.3. Cobertura dos arrumos Na cobertura dos arrumos, verificou-se que a degradação mais evidente se deve ao ataque de térmitas subterrâneas, através do aspecto laminado das peças e presença de partículas terrosas (Figura 8). Aquando da inspecção não foram detectadas térmitas vivas no local e verifica-se que o teor em água de todos os elementos em estudo é inferior ao valor característico para a instalação de térmitas (Tabela 3), sendo muito provável que o ataque por este agente biológico esteja extinto. A peça mais degradada da cobertura, uma madre, apresenta uma redução de secção muito acentuada, em cerca de 40% da secção (Figura 9). A segunda peça mais degradada apresenta uma redução de secção de cerca de 13%.

Figura 8 - Degradação biológica provocada por térmitas subterrâneas

O perfil resistográfico apresentado seguidamente, obtido no elemento mais degradado da cobertura dos arrumos, representa uma perda total de resistência na zona assinalada por A, devido à ausência de material consumido pelas térmitas (Figura 9).

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Figura 9 - Perfil resistográfico de uma madre de cobertura muito degradada por térmitas subterrâneas

3.1.4. Cobertura do lanternim Na cobertura do lanternim, identificou-se a presença de degradação por fungos de podridão branca, caracterizada pelo aspecto fibroso, provocado pelo consumo da lenhina da madeira (Figura 10). Visto que o teor em água da madeira nesta peça apresenta-se relativamente baixo (cerca de 10%), e é inferior ao teor de água mínimo característico da instalação de fungos de podridão, é provável que o fungo se tenha instalado numa dada altura em que as condições higrotérmicas se revelaram propícias para o seu desenvolvimento, o que já não se verifica atualmente.

Figura 10 - Degradação biológica causada por fungos de podridão branca

No perfil resistográfico apresentado na Figura 11, verifica-se que a zona A assemelha-se a perda de resistência devido a degradação por caruncho, enquanto a zona B coincide com o local de instalação do fungo de podridão branca.

Figura 11 - Perfil resistográfico de elemento degradado por caruncho e fungo de podridão branca

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3.1.5. Conclusão das fases de inspecção Após a análise de todos os resultados obtidos, pode-se concluir que as zonas analisadas registam um nível de degradação pouco avançado, uma vez que a maioria das peças não apresenta degradação biológica e as que a apresentam têm as secções pouco reduzidas. Existem apenas duas situações que merecem atenção especial: uma viga do pavimento e uma madre da cobertura dos arrumos. Porém, apesar das peças degradadas por agentes xilófagos apresentarem um estado de degradação prematuro não significa que não devam ser tomadas medidas correctivas, devendo ser diferenciadas consoante se trate de ataque por caruncho, térmitas ou fungos.

3.2. Classificação visual A aplicação da norma portuguesa de classificação visual [1] revelou-se muito completa, contemplando todas as características do material (nós, fio, taxa de crescimento, fendas, descaio, empenos, bolsas de resina e casca inclusa, presença de medula e degradação biológica) [12]. Porém, devido à sua complexidade, o processo revelou-se moroso e difícil de aplicar tendo em conta as condições de acessibilidade de cada local. É importante salientar que a norma é direccionada para a avaliação de madeira nova. Assim, em certas propriedades avaliadas, é provável que a aplicação rígida dos limites impostos pela normalização se torne demasiado conservativa. Para a utilização da presente norma em edifícios de madeira antiga, será necessário adaptar as características em análise [6][11], devendo a análise cingir-se apenas aos defeitos mais relevantes para a resistência mecânica dos elementos e tendo em conta, sobretudo a localização do defeito face ao tipo de esforço a que a peça está sujeita [6]. Em relação à norma italiana [2], por se destinar à análise in situ de madeira antiga, admite maior tolerância em termos de limitação de defeitos quando em comparação com normas aplicadas a madeira nova. Isto permite que os resultados obtidos com a avaliação se aproximem mais da realidade local, pois grande parte da estrutura de madeira apresenta boas condições de utilização. Em ambas as normas, os defeitos que se revelaram mais condicionantes para a avaliação foram: nós, fendas e inclinação do fio (Figura 12), tal como é referido em [11], para a generalidade dos casos de estruturas de madeira em serviço.

Figura 12 - Defeitos: descaio (a), nós (b e c) e fendas (d).

Os resultados obtidos com a classificação visual são apresentados na Tabela 4. De acordo com a [1] cerca de 48% dos elementos de Madeira avaliados inserem-se nas Classes E e EE [12]. Estes resultados reforçam a ideia de que a aplicação da norma [1] a madeiramentos de edifícios antigos, deve ser convenientemente adaptada e simplificada, em linha com o definido em [11]. De qualquer forma e apesar da existência de degradação biológica, os resultados também indicam a elevada qualidade e bom estado de conservação dos elementos de madeira existentes. Após a classificação visual com recurso ao exposto na norma italiana [2], verificou-se que 92% dos elementos avaliados se enquadram nas classes de qualidade estabelecidas pela norma (I,II e III) e que apenas 8% dos elementos foram excluídos da avaliação. Como já era expectável, devido à elevada qualidade do material aplicado e dos processos construtivos utilizados verifica-se que a maioria dos elementos (56%) pertence à Classe I, sendo este o nível mais rigoroso de qualidade apresentado pela norma.

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Tabela 4- Resultados obtidos com a classificação visual

3.3. Estado limite último de flexão simples A verificação ao estado limite último de flexão simples pode ser calculada de acordo com as seguintes expressões:

Em que: σm,d – Valor de cálculo da tensão à flexão [kN/m2] fm,d – Valor de cálculo da resistência à flexão [kN/m2] fm,k – Valor característico da resistência à flexão kmod – Factor de modificação da resistência em função da duração da carga γM – Coeficiente parcial relativo a uma propriedade de um material, que também cobre incertezas de modelação e desvios de dimensões Na Tabela 5, é apresentada a relação entre a tensão e a resistência para a secção inicial e secção residual de cada viga do pavimento.

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Tabela 5 - Verificação resistência das vigas à flexão simples

Apesar da redução das dimensões provocada pela degradação por caruncho grande e pequeno, a resistência da estrutura do pavimento aos esforços por flexão simples ainda é verificada. Porém, o quociente entre a tensão aplicada e a resistência à flexão se aproxima da unidade em algumas vigas (8, 9 e 11) (Tabela 5), o que significa que a verificação é cumprida com pouca margem de segurança. Nesse sentido, é necessário ter em conta a progressão do ataque e aplicar um tratamento preservador curativo, adequado ao tipo de degradação identificada [9], até porque, caso se verifique a continuação da redução da secção dos elementos, a capacidade resistente diminui e a segurança a este esforço pode não ser verificada.

4. Conclusões A avaliação realizada ao longo do trabalho permitiu concluir que, face às características encontradas in situ, se trata de um edifício com elevada qualidade em termos de construção e materiais utilizados. Este facto tem especial destaque visto que o edifício apresenta mais de um século de idade e nas zonas de estudo não foi registada a presença de degradação biológica severa que pudesse provocar a insegurança estrutural, a não ser no caso de uma madre da cobertura dos arrumos. Na maioria dos casos a degradação presente, por caruncho (grande e pequeno), térmitas e por fungo de podridão, é apenas localizada e pontual. Neste estudo, foi interessante estimar a secção residual dos elementos através do desconto da percentagem de madeira consumida pelos agentes de degradação. Desta forma é possível quantificar a verdadeira secção que contribui para a resistência estrutural. Esta análise permitiu a verificação da segurança à flexão simples das vigas do pavimento. Contudo, caso se verifique a progressão do ataque e a consequente redução da secção dos elementos, verificar-se-á a não conformidade com o estabelecido no Eurocódigo 5 [3], o que indica a necessidade de aplicação de medidas de tratamento curativo adequadas ao tipo de agente xilófago presente de modo a evitar a insegurança estrutural. É importante salientar que, devido ao carácter académico do trabalho, a avaliação apenas incluiu ensaios não destrutivos. Noutro contexto, a inspecção deveria ser complementada com outro tipo de campanhas de ensaios, incluindo ensaios laboratoriais sobre carotes extraídas, para possibilitar a comparação e confirmação dos resultados.

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Este trabalho permitiu evidenciar a importância da inspecção visual como método de inspecção e diagnóstico. Trata-se de um método fundamental que auxilia e suporta os dados resultantes da realização de ensaios destrutivos ou não destrutivos. Para além disso, a inspecção visual possibilita a atribuição de Classes de Qualidade aos elementos em estudo, tendo sido seguidas as metodologias de Classificação visual propostas pelas normas NP 4305:1995 [1] e UNI 11119:2004 [2]. São distintos os fins a que as duas normas se destinam, tendo em conta que a norma portuguesa [1] se aplica a madeira nova e a norma italiana [2] a madeira antiga. Contudo o intuito da aplicação das duas normas não passa pela sua comparação mas sim por estudar as suas diferenças ao nível de aplicação e limites impostos. No caso da norma portuguesa [1] esta destina-se somente a madeira nova de Pinho Bravo, tendo deste modo um carácter mais específico. Por outro lado, a norma italiana [2] é dirigida para madeira antiga e pode ser aplicada a várias espécies de madeira, demonstrando assim uma maior adaptabilidade. Pelo exposto, admite-se que os resultados apresentados pela norma italiana reflitam com melhor veracidade a realidade do sistema estrutural avaliado. Assim a norma [1] deve ser aplicada de forma simplificada [11], sob pena de a avaliação se tornar demasiado rigorosa e desvalorizar grande parte das propriedades resistentes do material, facto verificado com a realização do presente trabalho. A formulação de uma norma portuguesa de classificação visual aplicada a madeira antiga constituiria uma mais-valia para os processos de inspecção e diagnóstico no ramo, tendo em conta o elevado volume de construção com estrutura em madeira presente no território nacional.

5. Agradecimentos As autoras agradecem à Fundação para a Ciência e Tecnologia (FCT) pelo Projeto CONSERV-TIMBER (ref. EXPL/ECMCOM/0664/2012) e ao EASTBANC, proprietário do edifício. As autoras agradecem também o apoio do Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC) e ao Laboratório de Materiais de Construção do Instituto Superior de Engenharia de Lisboa (ISEL).

6. Referências [1] NP 4305:1995 - Madeira serrada de Pinheiro bravo para estruturas. Classificação visual. [2] UNI 11119:2004 (English version) – Cultural heritage. Load-bearing artefacts. Load bearing struc-tures. On-site inspections for the diagnosis of timber members;

[3] EN 1995-1-1:2004 – Eurocode 5: Design of timber structures – Part 1-1: General – Common rules and rules for buildings; [4] Faria J., Wood in Construction in Portugal - A Promising Future. XXX IAHS World Congress on Housing: Housing Construction (An Interdisciplinary task), September 9-13, Porto, Portugal, 2002; [5] Berry, R. W., Remedial tratment of wood rot and insect attack in buildings. Building Research Establishment. GarstonWatford. 122 p., 1994;

[6] Cruz H, Yeomans D, Tsakanika E, Macchioni N, Jorrisen A, Touza M, Mannucci M, Lourenço PB, Guidelines for the on-site assessment of historic timber structures. International Journal of Ar-chitectural Heritage, 9 (2015), pp. 277–289; [7] Segurado, J., Trabalhos de carpintaria civil. Biblioteca de Instrução Profissional, Lisboa, 1942; [8] Palaia, L. et al, Assessment of timber structures in service, by using combined methods of non-destructive testing together with tradicional ones. 9th International Conference on NDT of Art, 25-30 May, Jerusalem, Israel, 2008; [9] Henriques, D.F, Tratamento e consolidação de madeira de pinho degradada em elementos estruturais de edifícios antigos, Tese apresentada à UTL-IST para obtenção do grau de Doutor, 2011;

[10] EN 335-2 – Durability of wood and wood-based products – Definition of use classes – Part 2: Application to solid wood; [11] Machado, J. S.; Dias, A.; Cruz, H.; Palma, P, Avaliação, conservação e reforço de estruturas de madeira, Edições Verlag- Dashofer, Lisboa, 2009; [12] Cruz, H., Machado J.S., Rodrigues M., Monteiro G, Madeira na Construção – Pinho bravo para estruturas, LNEC, 1997;

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[13] NP EN 1912:2013 - Madeira para estruturas. Classes de resistência. Atribuição de classes de qualidade e espécies [14] EN 338:1995 - Structural timber. Strength classes [15] EN 1990:2009 – Eurocode 0: Basis to structural design; [16] EN 1991:2009 – Eurocode 1: General actions; [17] Henriques D.F., Nunes L., Palma P., Machado J., Brito J. de, Degradação por caruncho grande em estruturas de madeira antigas: apresentação de um caso de estudo, Congresso Construção 2007, Faculdade de Engenharia da Universidade de Coimbra, Coimbra, Portugal, 2007;

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CONDUTIBILIDADE TÉRMICA DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES SOFIA REAL Doutorando Eng.ª Civil (IST) Lisboa

JOSÉ ALEXANDRE BOGAS Prof. Auxiliar Eng.ª Civil (IST) Lisboa

MARIA GLÓRIA GOMES Prof. Auxiliar Eng.ª Civil (IST) Lisboa

JORGE PONTES Doutorando Eng.º Civil (IST) Lisboa

SUMÁRIO

ABSTRACT

No presente artigo caracteriza-se a condutibilidade térmica de betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes tipos de ligante e tipos de agregado, para classes de resistência LC12/13-LC55/60 e classes de massa volúmica D1,6-D2,0. Desse modo, é possível abranger os diferentes tipos de BEAL mais correntemente utilizados em elementos estruturais.

The present paper aims to characterize the thermal conductivity of structural lightweight aggregate concrete (LWAC) produced with different types of binder and aggregate, for strength classes LC12/13-LC55/60 and density classes D1.6-D2.0. It is thus possible to cover the most usual LWACs for structural elements.

A caracterização dos betões envolveu a realização de ensaios de condutibilidade térmica para quatro teores de humidade, tendo em consideração 5 tipos de agregado leve (AL) com características físicas bastante distintas, 8 tipos de ligante que incluem a incorporação de diferentes percentagens de filer calcário, sílica de fumo e cinzas volantes e também misturas com diferentes relações água/ligante (a/l). É avaliada a influência dos constituintes do betão e são estabelecidas relações em função da massa volúmica seca do betão e do teor de humidade.

The thermal conductivity of concrete is characterized taking into account four water contents, 5 types of lightweight aggregates (LWA) with very distinct physical properties, 8 types of binder, which include the incorporation of different percentages of lime filler, silica fume and fly ash, as well as different water/binder ratios. The influence of the concrete constituents on its thermal conductivity is assessed and the relations between this property and the dry density or the water content of concrete are established.

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1. Introdução O betão leve surge com o principal objetivo de reduzir a carga permanente nas construções, contribuindo ainda para o aumento da sua capacidade de isolamento térmico [1, 2]. A utilização de betões leves com melhores propriedades de isolamento térmico, em elementos estruturais e não estruturais da envolvente de edifícios, permite a redução das trocas de calor, contribuindo potencialmente para a obtenção de edifícios energeticamente mais eficientes e ambientalmente mais sustentáveis [3]. Em particular, a utilização de betão estrutural de agregados leves (BEAL), como alternativa ao betão convencional de massa volúmica normal (BAN), contribui para a redução do efeito das pontes térmicas através dos elementos estruturais, permitindo diminuir a perda global de calor pela envolvente ou a minimização dos sistemas de correção necessários ao cumprimento das exigências de isolamento térmico regulamentares [4]. De facto, um dos grandes desafios atuais da construção é a idealização de sistemas que dispensem medidas adicionais de correção nos elementos estruturais, de modo a reduzir o impacto das pontes térmicas. Nesse sentido, os BEAL são uma alternativa potencialmente capaz de responder a essas exigências [4, 5]. A condutibilidade térmica do betão depende principalmente da sua massa volúmica e do seu teor de humidade, sendo ainda influenciada pela dimensão e distribuição dos poros, composição química dos componentes sólidos, fases e estrutura do material (cristalina, amorfa) e temperatura [5, 6]. A condutibilidade térmica dos materiais tende a aumentar com a massa volúmica, o teor de humidade, a temperatura e a percentagem de fases cristalinas presentes [5, 6, 7]. No entanto, no documento FIP [5] são reportados ensaios realizados a 20ºC e a 60ºC em que o coeficiente de condutibilidade térmica do betão sofreu variações pouco significativas. A condutibilidade térmica do betão é afetada pelas características térmicas das fases constituintes, nomeadamente a pasta e os agregados. Dado que os agregados ocupam cerca de 70 a 80% do volume do betão, a incorporação de agregados de menor condutibilidade térmica pode conduzir a aumentos significativos da sua capacidade de isolamento térmico [8, 9, 10]. A reduzida condutibilidade térmica do ar aprisionado na estrutura porosa dos agregados leves (AL) [7, 11] é o principal fator responsável pelo aumento da capacidade de isolamento térmico dos BEAL face aos BAN de igual composição. Por sua vez, o aumento do teor de cimento contribui para o incremento da condutibilidade térmica [12, 13, 14]. Demiroǧa e Gül [11] referem que a substituição parcial de cimento por diferentes percentagens de cinzas volantes (CZ) ou sílica de fumo (SF) conduz à diminuição da condutibilidade térmica, apontando como causa principal a redução promovida na massa volúmica do betão, e como potencial causa secundária o conteúdo amorfo da sílica de fumo e das cinzas volantes. O mesmo é sugerido por Fu e Chung [15] e Demiroǧa [16]. Conforme confirmado por Bessenouci et al [17], a condutibilidade térmica varia de forma inversamente proporcional à porosidade total, evoluindo favoravelmente com os vários parâmetros que contribuem para o aumento de compacidade do material. De facto, a condutibilidade térmica do betão resulta da condutibilidade da estrutura silicatada e do teor de ar contido na estrutura porosa [14]. Por esse motivo, vários autores verificam que a propriedade que melhor se relaciona com a condutibilidade térmica do betão é a massa volúmica, sugerindo relações exponenciais entre estas propriedades [2, 14, 18, 19]. Dado que a água apresenta uma condutibilidade térmica cerca de 25 vezes superior à do ar, é natural que a capacidade de isolamento térmico diminua com o aumento do teor de humidade [12, 13]. No ACI213 [18] são referidos aumentos de 6 a 9% na condutibilidade térmica dos BEAL por cada 1% adicional de teor de humidade em massa. De acordo com o FIP [5], o aumento de condutibilidade térmica é de 2 a 6% quando o aumento de 1% do teor de humidade é definido em volume. Assim, a elevada absorção de água nos agregados leves afeta a capacidade de isolamento térmico dos BEAL, na medida em que a sua saturação conduz a maiores valores do teor de humidade e consequentemente do coeficiente de condutibilidade térmica [20]. No domínio dos betões estruturais, segundo Holm e Bremner [6], a condutibilidade térmica dos BEAL varia tipicamente entre cerca de 0,58 e 0,86 W/m.K para uma massa volúmica aproximada de 1850 kg/m3 e a dos BAN varia entre cerca de 1,4 e 2,9 W/m.K para uma massa volúmica aproximada de 2400 kg/m3. No entanto, de acordo com ITE 50 [21], a condutibilidade térmica dos BEAL varia aproximadamente entre cerca de 0,85 e 1,05 W/m.K para uma massa volúmica aproximada entre 1400 e 1800 kg/m3 e a dos BAN varia entre cerca de 1,65 e 2,0 W/m.K para uma massa volúmica aproximada entre 2000 e 2600 kg/m3. Estes valores de condutibilidade térmica correspondem a reduções de cerca de 50 a 70% dos BEAL face aos BAN. A seleção de um dado BEAL para uma determinada aplicação estrutural, tendo também em conta critérios de otimização energética, não é uma tarefa simples, dado que a capacidade de isolamento térmico e o desempenho mecânico e de durabilidade são propriedades que dependem de forma oposta da massa volúmica e porosidade do betão [22]. É reconhecido que a resistência à compressão tende a variar de forma proporcional com a massa volúmica [5, 23]. No entanto,

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a correlação não é elevada, dado que não é possível definir relações únicas entre estas propriedades [5, 23]. De facto, a eficiência estrutural dos BEAL, dada pela relação entre a resistência mecânica e a massa volúmica depende de vários fatores, como a composição da mistura, tipo de agregado e nível de resistência do betão [23]. Torna-se assim difícil estabelecer uma relação direta entre a condutibilidade térmica e a resistência mecânica dos BEAL. No presente trabalho pretende-se caracterizar a condutibilidade térmica de BEAL produzidos com diferentes tipos de ligante e de agregado, envolvendo uma ampla gama de classes de resistência e de massa volúmica. Desse modo, é possível abranger os diferentes tipos de BEAL mais correntemente utilizados. Pretende-se analisar a influência dos principais parâmetros de composição na condutibilidade térmica dos BEAL, nomeadamente: tipo de agregado; relação água/ligante (a/l); tipo e dosagem de ligante; teor de humidade.

2. Programa experimental 2.1. Materiais Para o presente estudo, foram selecionados quatro tipos de agregado grosso leve: dois tipos de agregado leve de argila expandida de origem nacional, designados por Leca e Argex, sendo a Argex fornecida em duas frações granulométricas distintas (Argex 2-4 e Argex 3-8F); um tipo de agregado de cinzas volantes sinterizadas proveniente de Inglaterra e designado por Lytag; um tipo de agregado de ardósia expandida proveniente dos EUA e designado por Stalite. As principais características destes agregados com porosidades bastante distintas são indicadas na Tabela 1. Para os betões de referência produzidos com agregados grossos de massa volúmica normal, foram selecionadas duas britas calcárias de diferente granulometria (Bago de arroz e Brita 1, Tabela 1). Tanto as duas frações de Argex como as de brita calcária foram posteriormente combinadas de modo a possuírem granulometria idêntica à dos restantes agregados grossos leves (66% Brita 1 e 34% Bago de Arroz; 30% Argex 3-8F e 70% Argex 2-4). Todos os betões foram produzidos com areia natural siliciosa, correspondendo a cerca de 30% de Areia Fina e 70% de Areia Grossa (Tabela 1). Tabela 1 - Caracterização dos agregados

Na produção dos betões foi utilizado cimento tipo I 42,5R, filer calcário (FL) com 38,6% de resíduo no peneiro de 45 µm, CZ de classe F com 13,8% de resíduo no peneiro de 45 µm e índice de reatividade de 84,4%, e ainda SF com 94,3% de SiO2 e de 96,4% de resíduo no peneiro de 45 µm, dado ser fornecida de forma aglomerada. Nas misturas de maior compacidade, foi ainda utilizado um superplastificante de base policarboxilica.

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2.2. Composição e produção de misturas Com o objetivo de se analisarem os BEAL mais correntes, foram definidas diversas composições, de modo a abranger diferentes classes de resistência e massa volúmica. Assim, com base numa vasta campanha experimental foram ensaiados diferentes betões produzidos com areia de massa volúmica normal e 4 tipos distintos de agregado grosso leve (Tabela 1). Os betões foram produzidos tendo em consideração diferentes relações a/l (0,35 a 0,65) e diferentes tipos de ligante, definidos de acordo com o especificado na norma EN197-1 [27], que incluem percentagens variáveis, em peso, de SF, CZ e FL, conforme indicado na Tabela 2. Foram também produzidos betões de referência com agregados finos e grossos de massa volúmica normal (AN). No total, foram consideradas as cerca de 126 composições indicadas na Tabela A1, em anexo. A relação a/l corresponde à água efetiva disponível para hidratação. Os betões foram produzidos com 350 l/m3 de agregado grosso. Paralelamente, foram ainda considerados 6 tipos de pastas, 3 misturas de argamassa e 9 misturas de betão com variação de volume de agregado leve (250, 300 e 400 l/m3) de composição semelhante à dos betões produzidos com cimento Tipo I, de modo a melhor caracterizar as características térmicas das diferentes fases constituintes dos betões produzidos. Tabela 2 – Composição das misturas

Os betões foram produzidos numa misturadora de eixo vertical com descarga de fundo. Em geral, os AL foram previamente colocados em água durante cerca de 24 horas de modo a controlar melhor a trabalhabilidade e a água efetiva da mistura. Em seguida, os agregados foram secos superficialmente com toalhas absorventes e colocados na misturadora com a areia e 50% da água de amassadura. Após dois minutos de mistura, deixou-se repousar durante um minuto, tendo-se adicionado, em seguida, o cimento e parte da restante água e passado mais um minuto, o superplastificante com 10% de água. No total, a mistura durou cerca de sete minutos. Apenas nos betões produzidos com Argex, os agregados foram inseridos na betoneira inicialmente secos e a absorção de água durante a mistura foi estimada tendo em consideração o método sugerido por Bogas et al. [28].

2.3. Preparação dos provetes e métodos de ensaio Para cada mistura, foram moldados 2 cubos de 100 mm de aresta para determinação da massa volúmica seca, 4 cubos de 150 mm de aresta para determinação resistência à compressão e 1 cilindro de φ105x250 mm para determinação do coeficiente de condutibilidade térmica. Após desmoldagem às 24 h, os vários espécimes foram curados em água até perfazerem 28 dias de idade. Os ensaios de compressão, bem como os de massa volúmica seca, foram efetuados aos 28 dias de acordo com as normas EN 12390-3 [29] e EN12390-7 [30], respetivamente. Para a realização de ensaios de condutibilidade térmica, utilizou-se o equipamento ISOMET2114 com uma sonda plana, da Applied Precision, Ltd. Este equipamento determina a condutibilidade térmica através de um método transiente, isto é, mede a resposta a um impulso de calor aplicado a uma amostra (em equilíbrio térmico com o meio ambiente), de modo a criar um fluxo de calor (ASTM D 5334-14 [31], ASTM D 5930-09 [32]). O equipamento determina a condutibilidade térmica (λ) em

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W/m.K, a capacidade térmica volumétrica (cρ) em J/m3.K, a temperatura média de ensaio (Tmean) em ºC, calculando ainda, a partir dos restantes valores, a difusividade térmica (a) em m2/s. De acordo com o fabricante, o erro associado ao ensaio para as gamas utilizadas (0,3-2 W/m.K e 2-6 W/m.K) é de cerca de 10% para λ, de 15%+1x103J/m3.K para cρ e de 1ºC para Tmean. Para cada composição, a condutibilidade térmica foi medida em provetes cilíndricos de 105 mm de diâmetro e 50 mm de altura, que foram previamente seccionados dos cilindros de φ105x250 mm. Após 28 dias de cura húmida, os 3 provetes foram ensaiados para 4 teores de humidade diferentes, correspondentes ao estado saturado, seco e ainda 2 níveis intermédios de humidade. De acordo com o ITE50 [21], os valores de base dos produtos com marcação CE são referenciados a uma temperatura média de ensaio de 10ºC. Desse modo, optou-se por apresentar os resultados obtidos convertidos, de acordo com a norma ISO/ FDIS 10456 [33], para uma temperatura de 10ºC, apesar de esta norma ser recomendada apenas para métodos estacionários.

3. Análise e discussão de resultados Na Tabela A1, em Anexo, indicam-se os valores médios da massa volúmica seca, ρs, resistência à compressão, fcm, coeficiente de condutibilidade térmica dos betões no estado seco, λseco, incremento de condutibilidade térmica com o teor de humidade, Ks e calor específico dos betões no estado seco, c. A resistência à compressão dos BEAL produzidos variou entre cerca de 14,8 e 65,3 MPa e a massa volúmica seca entre 1440 e 1890 kg/m3. Desse modo, foi possível abranger uma vasta gama de BEAL correntes enquadrados nas classes de resistência LC12/13 a LC55/60 e de massa volúmica D1,6 a D2,0. Dependendo do tipo de agregado leve e relação a/l, a perda de resistência à compressão dos BEAL face aos BAN de igual composição variou entre cerca de 10 a 63%, sendo essa perda superior nos BEAL com agregados de maior porosidade (Argex, Tabela 1). Destaca-se o facto dos agregados de menor porosidade (Stalite) terem permitido a produção de BEAL com resistência semelhante a ligeiramente inferior à dos BAN, tendo conduzido a betões com níveis de eficiência estrutural mais elevados (fcm /ρs). Nos betões com agregados de massa volúmica intermédia, apenas se obtiveram eficiências estruturais superiores para relações a/l superiores a 0,45, no caso do Lytag, e a 0,55, no caso da Leca. O agregado Argex mostrou-se mais adequado para produção de betões de baixa resistência, onde a redução de massa volúmica é um fator condicionante. Para a gama de resistências e massas volúmicas analisadas, foi possível produzir betões com condutibilidade térmica no estado seco entre 0,70 e 1,36 W/m.K (BEAL) e 1,35 e 2 W/m.K (BAN). O calor específico médio, c, dos betões no estado seco foi cerca de 1030 J/kg.K (BEAL - Argex), 970 J/kg.K (BEAL - Leca), 920 J/kg.K (BEAL - Lytag), 900 J/kg.K (BEAL - Stalite) e 760 J/kg.K (BAN). Os valores obtidos são coerentes com os apresentados por outros autores, embora os valores para BAN tenham sido ligeiramente inferiores [5, 34]. Conforme referido em 1, a propriedade do betão que melhor se relaciona com a sua condutibilidade térmica é a massa volúmica [2, 18, 19]. Tendo em consideração 126 resultados envolvendo betões de diferentes composições e tipos de agregado, confirma-se que a condutibilidade térmica evoluiu de forma exponencial com a massa volúmica, apresentando coeficientes de correlação superiores a 0,9 (Figura 1). Tendo em consideração betões de idêntica composição, a redução média atingida no coeficiente de condutibilidade térmica face aos betões convencionais foi de 40, 47, 49 e 53% nos BEAL com Stalite, Lytag, Leca e Argex, respetivamente. Tendo em consideração a relação entre a eficiência estrutural e a condutibilidade térmica (fcm /(ρs.λ)) de betões de igual composição com cimento tipo I, verifica-se que o melhor desempenho médio foi obtido nos BEAL com Stalite (2,2 x106m3K/Js), seguido dos betões com Lytag e Leca (2,1 x106m3K/Js), Argex (1,7 x106m3K/Js) e AN (1,4 x106m3K/Js).

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Figura 1 - Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica seca [2, 4, 5, 18, 19, 21, 33, 35-37]

Na Figura 1, confirma-se também que, em geral, os resultados obtidos no presente estudo apresentaram tendências semelhantes ao documentado por outros autores para betões com diversos tipos de agregado. Valores da mesma ordem de grandeza são indicados no FIP [5], ITE50 [21], ISO/FDIS 10456 [33], Protolab [35], Zhihua et al. [36] e Van Geem et al. [37]. No entanto, constata-se que em média os coeficientes de condutibilidade térmica obtidos no presente estudo tiveram tendência para ser cerca de 20% superiores face ao documentado pelos vários autores referidos. Van Geem et al. [37] apresentam um estudo envolvendo 3 métodos diferentes (guarded hot plate test, hot wire test, calibrated hot box test), onde constata a variabilidade de resultados entre métodos, o que pode explicar as diferenças verificadas entre os resultados obtidos e os apresentados por outros autores, sendo que não foram encontradas referências de BEAL ensaiados com o método adotado no presente trabalho. De referir ainda que as curvas indicadas por Newman [2] e Sacht et al. [22] são relativas a teores de humidade no betão de 3% e os valores do ITE50 [21] e ISO/FDIS 10456 [33] relativos a teores de humidade de equilíbrio. Os resultados apresentados pelos restantes autores referem-se a valores no estado seco. Todos os autores realizaram os ensaios através de métodos estacionários (maioritariamente pelo método guarded hot plate), exceto Van Geem et al. [37], cujos valores representados na Figura 1 são referentes a ensaios realizados através do método transiente, hot wire test. Tendo em consideração os resultados obtidos no presente estudo para diferentes tipos de agregado (Figura 2), verifica-se que, para uma dada massa volúmica, o coeficiente de condutibilidade térmica teve tendência para ser sistematicamente superior nos betões com agregados mais porosos. Reciprocamente, para iguais coeficientes de condutibilidade térmica, os BEAL com agregados menos porosos apresentam maior massa volúmica. Apesar de algumas diferenças estarem associadas à variabilidade do próprio ensaio, estas tendências, traduzidas pelas relações indicadas na Figura 2, demonstram que a condutibilidade térmica não é apenas afetada pela sua massa volúmica, mas também pela composição das fases constituintes do betão, embora este último assuma menor importância.

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Figura 2: Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica seca por agregado

Sabendo que todos os betões indicados na Figura 2 apresentam o mesmo volume de agregado grosso, verifica-se que a condutibilidade térmica dos betões foi mais sensível a pequenas variações introduzidas na massa volúmica da argamassa. De facto, para um dado tipo de agregado, os betões associados a maior massa volúmica, e como tal argamassas mais densas, apresentaram coeficientes de condutibilidade mais elevados do que os BEAL de igual massa volúmica produzidos com AL menos poroso e argamassas menos densas. Assim, parece concluir-se que, para iguais variações de massa volúmica, as características da argamassa, afetadas pelo tipo de ligante, relação a/l e volume de pasta, assumiram maior influência na condutibilidade térmica do que o tipo de agregado. De modo a compreender melhor os aspetos referidos, nas secções seguintes analisa-se a influência isolada de cada um dos parâmetros relevantes da composição dos BEAL.

3.1. Influência da relação a/l na condutibilidade térmica Na Figura 3, confirma-se que, independentemente do tipo de agregado, os betões associados a menores relações a/l (para relações agregado/pasta idênticas) e, como tal, matrizes mais densas, tenderam a apresentar coeficientes de condutibilidade térmica ligeiramente superiores para iguais valores de massa volúmica. Tendo em consideração apenas cimentos tipo I, na Figura 4, confirma-se que, para cada tipo de agregado, a condutibilidade térmica teve tendência para decrescer com o aumento da relação a/l, ou seja, com o aumento da porosidade da pasta do betão. Os betões com diferentes relações a/l estão também associados a ligeiras diferenças no volume de areia e de pasta, o que afeta a condutibilidade térmica. No entanto, essas diferenças foram pouco significativas, tendo sido geralmente inferiores a 4%. Apenas nos betões com relação água/cimento (a/c)=0,65, a variação da relação areia/pasta atingiu cerca de 9%, o que pode justificar a alteração na tendência de λ observada entre a/c=0,55 e a/c=0,65.

Figura 3: Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica seca por relação a/c

Figura 4: Relação entre a relação a/c e a condutibilidade térmica seca

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3.2. Influência do tipo e volume de agregado na condutibilidade térmica A condutibilidade térmica do betão é afetada pela condutibilidade térmica dos seus constituintes, sendo que no caso dos agregados, esta depende essencialmente da sua porosidade e composição mineralógica [5, 6]. Na Figura 5, confirma-se que, para um mesmo tipo de cimento (neste caso, CEM I) e uma dada relação a/l, a condutibilidade térmica decresceu de forma aproximadamente linear com o incremento do nível de porosidade do agregado. Em termos médios, a aumentos de 1% na porosidade dos agregados leves selecionados corresponderam reduções de cerca de 0,6% na condutibilidade térmica, tendo em conta betões com 350 l/m3 de agregado grosso. Isso permite perceber o potencial de redução da condutibilidade térmica, quando se adota um determinado tipo de AL. Em geral, foram obtidos elevados coeficientes de correlação, o que indicia que a porosidade do agregado deva ser a principal propriedade que afeta a sua condutibilidade térmica, devendo-se obter relações idênticas caso se optem por outros tipos de agregado leve. Reforça-se o propósito de se estabelecerem relações gerais entre o coeficiente de condutibilidade térmica e a massa volúmica do betão.

Figura 5: Relação entre a porosidade do agregado e a condutibilidade térmica seca

Figura 6: Relação entre o volume de agregado grosso e a condutibilidade térmica seca

A Figura 6 relaciona o volume de agregado grosso com a condutibilidade térmica seca. Verifica-se que para um betão com a mesma relação a/l, a mesma relação areia/ligante e o mesmo tipo de agregados finos e grossos, a condutibilidade térmica diminuiu com o aumento do volume de agregado. Tal resulta da alteração introduzida na massa volúmica do betão.

3.3. Influência das adições na condutibilidade térmica Nos casos em que o tipo de ligante promoveu um maior refinamento da microestrutura da pasta, constata-se que os BEAL apresentaram coeficientes de condutibilidade ligeiramente superiores (Figura 7, Tabela A1). As diferenças observadas entre os diferentes tipos de betões estão também relacionadas com o facto da utilização de adições de menor densidade do que o cimento conduzirem a maiores volumes de pasta e menores volumes de areia, o que contribui também para a redução do λ. As diferenças na relação areia/pasta podem atingir cerca de 13% no caso de se utilizarem cimentos tipo IV/B, com grande percentagem de substituição. De modo a perceber melhor a influência do tipo de ligante na condutibilidade térmica do betão, foram produzidas e ensaiadas pastas de igual composição, onde se fez variar apenas o tipo e percentagem de adição (Figura 8). Desse modo, eliminou-se o efeito dos agregados e da relação a/l.

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Figura 7: Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica para diferentes tipos de ligante

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Figura 8: Condutibilidade térmica de pastas com diferentes tipos de ligante

Para as diferentes pastas observam-se diferenças no coeficiente de condutibilidade térmica inferiores a 18%. As reduzidas diferenças são atribuídas à pequena variação introduzida pelos ligantes na massa volúmica das pastas. Constatações semelhantes foram obtidas por Demiroǧa e Gül [11] e Fu e Chung [15] em betões leves produzidos com sílica de fumo e cinzas volantes.

3.4. Influência do teor de humidade na condutibilidade térmica Em geral, verifica-se uma variação linear do coeficiente de condutibilidade térmica com o aumento do teor de humidade dos betões, independentemente da composição do betão e tipo de agregado (Figura 9). Dependendo do tipo de BEAL, verificamse variações de 3 a 9% no coeficiente de condutibilidade térmica por cada variação de 1% do teor de humidade, em massa. No ACI213 [18], que tem em conta apenas betões de baixa a moderada resistência (fc<40 MPa), sugere-se um intervalo de valores menos lato, de 6 a 9%. De um modo geral, não se verifica uma tendência de variação clara do coeficiente de condutibilidade térmica por cada grau de humidade em função do tipo de agregado (Figura 10, Tabela A1). Porém, em termos gerais, constatase um incremento do coeficiente de condutibilidade térmica com o aumento da relação a/l. A variabilidade associada ao ensaio dificulta uma análise mais rigorosa. De referir ainda que dado que o teor de humidade é definido em percentagem de massa, é expectável que uma pequena variação deste parâmetro tenha maior significado nos betões de maior massa volúmica.

Figura 9: Relação entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade para relação a/l = 0,55

Figura 10: Relação entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade para BEAL com Lytag

Na Tabela A1, em anexo, apresentam-se os valores do coeficiente Ks para os betões estudados, a que corresponde a inclinação da reta de regressão linear entre o coeficiente de condutibilidade e o teor de humidade. Conforme referido por Smeplass [38], a perda do teor de humidade nos BEAL ocorre inicialmente no agregado e só depois ao nível da pasta, o que pode introduzir diferenças na relação entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade, conforme se observa na Figura 10, para teores de humidade próximos da saturação (diferente inclinação entre 3º e 4º ponto). Desse modo, consideraram-se apenas os primeiros 3 pontos para a definição do valor de Ks.

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4. Conclusões No presente trabalho foi caracterizada a condutibilidade térmica de betões leves estruturais produzidos com diferentes tipos de agregado e ligante. Em seguida, resumem-se as principais conclusões obtidas: • Para BEAL correntes, enquadrados nas classe de resistência LC12/13 a LC55/60 e de massa volúmica D1,6 a D2,0, confirma-se que a condutibilidade térmica evoluiu de forma exponencial com a massa volúmica, tendo-se obtido uma elevada correlação entre estas propriedades, mesmo tendo em conta diferentes tipos de ligante, relações a/l e tipos de agregado. Em relação aos betões de massa volúmica normal de idêntica composição, a incorporação de 35% de agregado grosso leve permitiu atingir reduções entre 40 e 53% na condutibilidade térmica, consoante o tipo de AL. • Verificou-se um melhor compromisso entre a eficiência estrutural e a condutibilidade térmica nos BEAL com agregados leves menos porosos. Os betões com AL de menor massa volúmica mostraram-se apenas adequados para betões de baixa resistência onde a massa volúmica e a condutibilidade térmica são fatores condicionantes no dimensionamento. • Para iguais variações de massa volúmica, verificou-se que as características da argamassa assumiram maior importância na condutibilidade térmica do que o tipo de agregado leve. • Para uma determinada massa volúmica, a condutibilidade térmica teve tendência para decrescer com o aumento da relação a/l, redução da relação areia/pasta, aumento do volume e nível de porosidade dos AL e diminuição do teor de humidade do betão. • Verificou-se uma correlação elevada entre o nível de porosidade do agregado e a condutibilidade térmica. Em termos médios, observaram-se reduções de 0,6% no coeficiente de condutibilidade por cada incremento de 1% na porosidade dos agregados leves. • A influência do tipo de ligante na condutibilidade térmica esteve essencialmente relacionada com as diferenças introduzidas ao nível da massa volúmica e relação agregado/pasta do betão. • Dependendo do tipo de BEAL, verificaram-se variações de 3 a 9% no coeficiente de condutibilidade térmica por cada variação de 1% em massa no teor de humidade.

5. Agradecimentos O presente trabalho de investigação foi financiado pela Fundação para a Ciência e a Tecnologia (FCT), através do projeto PTDC/ ECM-COM1734/2012. Os autores agradecem ainda o apoio do CEris – ICIST/IST no financiamento do presente trabalho e a colaboração das empresas Saint-Gobain Weber Portugal, Argex, Stalite, Lytag, SECIL e BASF pelo fornecimento dos materiais utilizados durante a campanha experimental.

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7. Anexo Na Tabela A1 apresentam-se os resultados de massa volúmica seca, ρs, resistência à compressão, fcm, coeficiente de condutibilidade térmica seco, λseco, incremento de condutibilidade térmica com o teor de humidade, Ks e calor específico dos betões no estado seco, c. Na Tabela A2 apresentam-se as composições das misturas adicionais (percentagem de adição, % adição, relação água/ligante, a/l, massa de ligante, Mligante, volume de areia, Vareia), bem como os seus resultados mais relevantes.

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Tabela A1 – Resultados de ensaios realizados

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Tabela A2 – Composição das misturas adicionais e resultados dos seus ensaios

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