CARACTERÍSTICAS DE ISOLAMENTO TÉRMICO DE BETÕES LEVES E DE MASSA VOLÚMICA NORMAL PRODUZIDOS COM DIFERENTES TIPOS DE AGREGADOS

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1 CARACTERÍSTICAS DE ISOLAMENTO TÉRMICO DE BETÕES LEVES E DE MASSA VOLÚMICA NORMAL PRODUZIDOS COM DIFERENTES TIPOS DE AGREGADOS Alexandre Daniel Antunes Almeida da Silva Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Orientadores: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas Profª. Doutora Maria da Glória de Almeida Gomes Júri Presidente: Prof. Doutor Augusto Martins Gomes Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas Vogal: Prof. Doutor António Heleno Domingues Moret Rodrigues Outubro de 2015

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3 CARACTERÍSTICAS DE ISOLAMENTO TÉRMICO DE BETÕES LEVES E DE MASSA VOLÚMICA NORMAL PRODUZIDOS COM DIFERENTES TIPOS DE AGREGADOS Alexandre Daniel Antunes Almeida da Silva Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Dissertação elaborada no âmbito do Projecto FCT EELWAC Durability and lifetime of more energy efficient structural lightweight aggregate concrete Task 2 - Insulation performance of durable LWAC as a more energy efficient building solution Projecto FCT PTDC/ECM-COM/1734/2012 União Europeia FEDER Governo da República Portuguesa

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5 Resumo Este trabalho tem como objectivo avaliar as características térmicas, com especial foco na condutibilidade térmica, de betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes relações a/c e vários tipos de agregados leves de porosidades distintas. Para realizar esse estudo, foi levada a cabo uma extensa campanha experimental, envolvendo a realização de ensaios de caracterização física, mecânica e térmica dos betões. As misturas produzidas envolveram 4 tipos de agregados leves, de diversas origens, e 1 tipo de agregado de massa volúmica normal, utilizado na produção de misturas de referência. Foram estudadas 4 relações a/c distintas (0.35, 0.45, 0.55 e 0.65), que abrangem argamassas de distintas compacidades, de modo a abranger uma vasta gama de BEAL correntes com classes de resistência LC20/22 a LC60/66 e de massa volúmica D1.6 a D2.0. Tendo em consideração um método transiente e um método fluximétrico, foi possível analisar a condutibilidade térmica dos betões estudados, observando-se uma elevada correlação exponencial entre esta propriedade e a massa volúmica. Dependendo do tipo de agregado, são obtidos coeficientes de condutibilidade térmica cerca de 30 a 60% inferiores aos dos betões convencionais de igual composição. Por cada 1% de incremento no teor de humidade, que tende a ser superior nos BEAL, observam-se aumentos de 5 a 9% na condutibilidade térmica dos BEAL. Palavras-chave: Betões de agregados leves estruturais; Propriedades térmicas; Eficiência energética i

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7 Abstract The present paper aims at evaluating the thermal characteristics, with particular focus on thermal conductivity, of structural lightweight aggregate concrete (LWAC) produced using different w/c ratios and several types of lightweight aggregates, with distinct porosities. In order to perform this study, an extensive and thorough experimental campaign, involving physical, mechanic and thermal tests of the produced specimens. The mixtures produced involved 4 types of lightweight aggregate, from several origins, and 1 type of normal weight aggregate, used to make reference samples. 4 different w/c ratios (0.35, 0.45, 0.55 and 0.65) were studied, which have various levels of mortar compactness, in order to cover a vast range of LWAC, with compressive strength classes from LC20/22 to LC60/66 and density classes D1.6 to D2.0. Considering a transient and a stationary method, it was possible to measure and analyse the thermal conductivity of the studied concretes. A high exponential correlation was shown between thermal conductivity and density. Depending on the type of aggregate, a thermal conductivity coefficient reduction from 30 to 60% was obtained in LWAC, compared to reference NWC of equal composition. For every 1% of moisture content introduced in the specimens, which generally tends to be higher in LWAC, an increase of 4 to 9% of thermal conductivity was observed in these specimens. Keywords: Structural lightweight aggregate concrete; Thermal properties; Energy efficiency iii

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9 Agradecimentos Este trabalho representa a conclusão de mais uma etapa da minha vida, uma das mais árduas e desafiantes, mas também mais gratificantes. Agradeço a todos os que, directa ou indirectamente, possibilitaram a chegada a este momento, e a algumas pessoas em especial. Aos meus familiares próximos, em especial aos meus pais, à minha irmã e aos meus avós, que sempre me acompanharam e deram ânimo em todas a etapas. À minha namorada, que me encorajou e ajudou, mesmo nos momentos mais difíceis, tanto durante o curso como durante a execução deste trabalho. Aos professores Alexandre Bogas e Maria da Glória Gomes, por toda a ajuda, conhecimento e rigor que me transmitiram. A sua disponibilidade ao longo da realização deste trabalho foi inexcedível. Ao professor António Moret Rodrigues, um especial agradecimento pela partilha do seu profundo conhecimento na área da térmica de edifícios. À Sofia Real e ao Jorge Pontes, por toda a ajuda prestada nas diversas fases do trabalho, em especial na fase inicial de adaptação, pela amizade e companheirismo demonstrados. Aos meus colegas e amigos de curso e de laboratório, em especial ao Bernardo Ferreira, Pedro Afonso, Rui Carrajola, Patrícia Gameiro, Tiago Barroqueiro, Ana Rita Santos e Andreia Borges. Aos técnicos do laboratório de construção, Sr. Leonel Pontes e João Lopes, por toda a assistência prestada e disponibilidade durante a campanha experimental. Aos meus amigos de infância e de escola, por toda a motivação e camaradagem. v

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11 Acrónimos BEAL Betão estrutural de agregados leves BAN Betão de agregados naturais a/c Relação água/cimento PUR - Poliuretano XPS Poliestireno extrudido EPS Poliestireno expandido Simbologia kg Quilograma g Grama KN Quilo Newton m Metro cm Centímetro mm Milímetro MPa Mega Pascal K Grau Kelvin ºC Grau Celsius W Watt J Joule h - Hora s Segundo vii

12 ρ - Massa volúmica ρseca - Massa volúmica seca ρfresca - Massa volúmica fresca λ Condutibilidade térmica λseca Condutibilidade térmica seca cp Calor específico viii

13 Índice de texto 1 Introdução Enquadramento geral Objectivos Metodologia e organização do trabalho Estado da arte Enquadramento geral Propriedades gerais do betão estrutural de agregados leves Características físicas e mecânicas Massa Volúmica Resistência à compressão Resistência à tracção Módulo de Elasticidade Retracção Durabilidade Propriedades térmicas do betão leve Condutibilidade térmica Calor específico Difusividade Coeficiente de expansão térmica Ensaios de avaliação da condutibilidade térmica Métodos Estacionários Métodos Transientes Campanha experimental Introdução ix

14 3.2 Planeamento Materiais, composição e formulação das misturas Materiais utilizados Caracterização dos agregados Análise granulométrica Massa volúmica e absorção de água Baridade Índice de forma Cimento e superplastificante Composição das misturas Produção do betão Procedimento Preparação e pesagem dos constituintes do betão Mistura Moldagem e Compactação Cura Teor de humidade nos ensaios de condutibilidade térmica Ensaios de caracterização do betão no estado fresco Ensaio de abaixamento Ensaio de determinação da massa volúmica fresca Ensaios de caracterização do betão no estado endurecido Determinação da massa volúmica no estado endurecido Ensaio de resistência à compressão Ensaios de condutibilidade térmica Método transiente de sonda plana Método estacionário adaptado Câmara Climática x

15 4 Apresentação de Resultados Caracterização dos betões no estado fresco Resistência à compressão e eficiência estrutural Caracterização térmica - método transiente de sonda plana Condutibilidade térmica Influência do tipo de agregado Influência da relação a/c Influência do teor de humidade Calor Específico Outras características térmicas Caracterização térmica - método fluximétrico (câmara climática) Condutibilidade térmica - fluxímetros Influência do tipo de agregado e relação a/c Calor específico Lajetas Comparação com os resultados reportados na literatura Aplicação de betão de agregados leves em zonas de ponte térmica plana Conclusões Conclusões finais Conclusões gerais Desenvolvimentos futuros Bibliografia xi

16 Índice de figuras Figura 2.1 Coliseu de Roma, construído entre o ano 70 e 82 D.C. (Chandra e Berntsson 2003)... 4 Figura 2.2 Panteão de Roma, construído no ano 118 D.C. (Chandra e Berntsson 2003)... 4 Figura 2.3 Construção Palácio Sotto Mayor - lajes... 5 Figura 2.4 Betão de massa volúmica normal (Bogas e Gomes 2013)... 8 Figura 2.5 Betão de agregados leves (Bogas e Gomes 2013)... 8 Figura 2.6 Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica seca Figura 2.7 Condutibilidade térmica de betão segundo vários métodos (Holm e Bremner 2000; Van Geem 1982) Figura Esquema do método heat flow meter (Franco 2007) Figura Esquema do método hot guarded plate (W1) Figura 2.10 Esquema do método TPS (W2) Figura Esquema do método TLS (W3) Figura Esquema do método MPTS (W2) Figura 3.1 Análise granulométrica (peneiração) Figura 3.2 Curvas granulométricas das areias naturais Figura 3.3 Curvas granulométricas dos agregados grossos naturais Figura 3.4 Curvas granulométricas dos agregados leves Figura 3.5 Misturadora de eixo vertical Figura 3.6 Etapas da amassadura Figura 3.7 Vibrador de agulha Figura 3.8 Vibração a duas fases em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha Figura 3.9 Moldes utilizados na produção dos provetes xii

17 Figura 3.10 Câmara de cura húmida Figura 3.11 Instrumentos para realização do ensaio de abaixamento Figura 3.12 Medição do abaixamento do betão fresco Figura 3.13 Recipiente metálico para determinação da massa volúmica fresca Figura 3.14 Ensaio à compressão: prensa e unidade de controlo Figura 3.15 Provete antes do ensaio Figura 3.16 Exemplo de rotura válida num provete de betão leve Figura 3.17 Isomet Figura 3.18 Ensaio a decorrer Figura 3.19 Câmara climática Figura 3.20 Preparação do molde com termopares no interior Figura 3.21 Montagem das lajetas Figura 3.22 Pormenor de uma das lajetas ensaiadas Figura 3.23 Datataker DT Figura 4.1 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica Figura 4.2 Comparação entre os valores de condutibilidade térmica obtidos no presente estudo e os reportados por outros autores Figura 4.3 Coeficiente de condutibilidade térmica dos BEAL versus nível de porosidade do agregado Figura 4.4 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado Figura 4.5 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c Figura 4.6 Relação entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade (BEAL de Lytag) Figura 4.7 Valores de Ks nos provetes de Leca Figura 4.8 Valores de Ks nos provetes de Stalite Figura 4.9 Valores de Ks nos provetes de Lytag xiii

18 Figura 4.10 Valores de Ks nos provetes de Argex Figura 4.11 Relação do Ks com a massa volúmica das amostras, em função da relação a/c Figura 4.12 Relação do calor específico com a massa volúmica Figura 4.13 Posicionamento das lajetas durante o ensaio realizado com base no método fluximétrico (face exterior da parede): 1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6-Referência; 7-Leca; 8- Argex; 9-Stalite Figura 4.14 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.35: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas Figura 4.15 Fluxos de calor com a/c = 0.35: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 60 Figura 4.16 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas Figura 4.17 Fluxos de calor com a/c = 0.45: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 61 Figura 4.18 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.55: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas Figura 4.19 Fluxos de calor com a/c = 0.55: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 62 Figura 4.20 Temperaturas no interior das lajetas a/c = Figura 4.21 Temperaturas no interior das lajetas a/c = Figura 4.22 Temperaturas no interior das lajetas a/c = Figura 4.23 Termografia da face exterior das lajetas de: a)beal com Leca; b) Betão normal de referência Figura 4.24 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = Figura 4.25 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = Figura 4.26 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = Figura 4.27 Temperaturas superficiais no interior da parede ensaio das lajetas com relação a/c = 0.45 (1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6-Referência; 7-Leca; 8-Argex; 9-Stalite) Figura 4.28 Método transiente aplicado em lajeta Figura 4.29 Espécime de dimensões reduzidas face cortada xiv

19 Figura 4.30 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica nos provetes de reduzida dimensão (p.r.d.) e lajetas método fluximétrico e método transiente Figura 4.31 Condutibilidade térmica das lajetas comparação de tipos de ensaio Figura 4.32 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado Ensaios com fluxímetros. 74 Figura 4.33 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c Ensaios com fluxímetros Figura 4.34 Esquema da espessura da lajeta com termopares e fluxos Figura 4.35 Obtenção do valor de cp da lajeta de Referência com relação a/c = Figura 4.36 Fluxos de calor entre as diferentes posições ao longo da espessura da lajeta de Referência com relação a/c = Figura 4.37 Capacidade térmica nas lajetas tipo de agregado Figura 4.38 Capacidade térmica nas lajetas relação a/c Figura 4.39 Capacidade térmica dois tipos de provete ensaiados Figura 4.40 Condutibilidade térmica - resultados de diversos autores e do presente estudo Figura 4.41 Disposição das camadas da parede (zona corrente) Figura 4.42 Disposição das camadas da parede (pilar) xv

20 Índice de quadros Quadro 3.1 Ensaios relativos aos agregados Quadro 3.2 Ensaios do betão no estado fresco Quadro 3.3 Ensaios do betão no estado endurecido Quadro 3.4 Percentagem de material acumulado passado dos diferentes agregados Análise granulométrica Quadro 3.5 Características físicas dos agregados naturais Quadro 3.6 Características físicas dos agregados leves Quadro 3.7 Características do cimento utilizado Quadro 3.8 Composição dos betões de agregados leves (naturais e artificiais) e de referência Quadro 3.9 Processos de cura Quadro 4.1 Características dos betões produzidos: ensaios no estado fresco, massa volúmica seca e resistência à compressão Quadro 4.2 Propriedades térmicas resultantes do ensaio Isomet Quadro 4.3 Condutibilidade térmica com diferentes teores de humidade e valores de Ks Quadro 4.4 Resumo das principais propriedades térmicas dos betões estudados Quadro 4.5 Condutibilidade térmica Lajetas Quadro 4.6 Capacidade térmica nas Lajetas Quadro 4.7 Características da zona corrente Quadro 4.8 Características da zona de pilar Quadro 4.9 Resultados da espessura mínima de isolamento (XPS e argamassa térmica comercial) a aplicar no pilar xvi

21 1 Introdução 1.1 Enquadramento geral Actualmente, o betão é o material estrutural mais utilizado na indústria de construção, resultado da sua versatilidade, facilidade de aplicação e adequado desempenho. No entanto, com o aumento das preocupações ambientais e com a sustentabilidade, tanto da construção, como de todos os sectores de indústria, é necessário que um produto ou material seja, para além de eficaz na sua função, também eficiente em termos energéticos. Face a esta evidência, o sector da construção tem procurado desenvolver e aplicar soluções alternativas, com maior eficiência energética, menores custos ambientais e economicamente mais vantajosas. Nesse sentido, o betão leve ao apresentar-se como uma solução alternativa de menor massa volúmica face aos betões convencionais, está associado a menores impactos na demolição e transporte e, sobretudo, a melhores capacidades de isolamento térmico (Chandra e Berntsson 2003). Os betões estruturais de agregados leves (BEAL) têm a sua origem na antiguidade, destacando-se a sua aplicação na cúpula do panteão de Roma e no Porto de Cosa. No entanto, apenas a partir do final do século passado, com a crescente aplicação do betão na construção e, sobretudo, com o surgimento de novos adjuvantes de última geração, é que os betões leves apareceram com uma nova filosofia, tornando-se em termos estruturais, suficientemente eficientes para competirem verdadeiramente com os betões convencionais de massa volúmica normal. De entre algumas das conhecidas vantagens dos betões leves, destaca-se a possibilidade de redução da carga permanente ao nível dos elementos estruturais e fundações, sendo especialmente adequado para intervenções de reabilitação onde este aspecto é condicionante. A principal desvantagem deste material são os elevados custos de produção dos agregados leves, significativamente maiores do que na produção dos agregados de uso corrente. Porém, esse custo diminui quando se tem em consideração agregados produzidos a partir de resíduos ou subprodutos industriais, como é o caso dos agregados de cinzas volantes, também analisados no presente trabalho. Uma das características de relevo que distingue os BEAL dos restantes betões, e que constitui o foco e âmbito deste trabalho, é a sua capacidade de isolamento térmico, conduzindo a soluções de maior desempenho energético, tendo em consideração níveis de eficiência estrutural semelhantes. Com a crescente preocupação de eficiência energética das construções, a indústria tem procurado soluções e materiais que permitam uma maior economia e desempenho nesta área. Neste sentido, os betões leves não estruturais têm sido utilizados como elementos de enchimento de pavimentos ou em blocos de alvenaria, com vantagens ao nível da capacidade de isolamento térmico. No entanto, apesar de se reconhecer o seu potencial, poucos trabalhos têm procurado compreender ou quantificar a importância 1

22 que a melhor capacidade de isolamento térmico dos betões leves pode assumir quando estes são igualmente utilizados em elementos estruturais, nomeadamente ao nível da redução do efeito das pontes térmicas, que podem ter um impacto significativo no comportamento térmico dos edifícios. Assim, dadas as crescentes exigências de eficiência energética dos edifícios e em face da potencialidade evidenciada pelos BEAL, é importante investir no estudo aprofundado da caracterização térmica deste tipo de betões. Nesse sentido, o presente trabalho visa proceder à caracterização térmica dos BEAL, tendo em conta diferentes composições e tipos de agregados, de modo a abranger as soluções consideradas mais correntes de aplicação deste tipo de betões. 1.2 Objectivos O objecto do presente trabalho consiste em caracterizar as propriedades térmicas de betões produzidos com diferentes tipos de agregado leve e diferentes relações água/cimento, visando abranger a gama mais corrente de betões leves estruturais. O presente trabalho insere-se num projecto de investigação iniciado em 2013 e que tem exactamente por objectivo a Durabilidade e vida útil de betões estruturais de agregados leves energeticamente mais eficientes. O trabalho prevê a realização de uma extensa campanha experimental, que envolve a produção e ensaio dos provetes de várias misturas, de modo a se proceder à caracterização física, mecânica e, sobretudo, térmica, nomeadamente tendo em consideração ensaios de massa volúmica, resistência à compressão e de determinação da condutibilidade térmica e calor específico. A caracterização térmica é efectuada tendo em consideração dois métodos distintos: método transiente; método fluximétrico. As misturas foram produzidas com um agregado de massa volúmica normal e 4 tipos de agregados leves de porosidade bastante distinta, tendo em conta argamassas de diferentes compacidades, envolvendo 4 relações a/c. Todas as misturas estudadas foram produzidas com cimento tipo I. Pretende-se avaliar a redução da condutibilidade térmica dos BEAL em relação aos betões convencionais, assim como as vantagens da sua aplicação em situações reais, ao nível do desempenho energético dos elementos construtivos. Em suma, o presente estudo visa contribuir para um melhor conhecimento e maior confiança no dimensionamento e utilização dos BEAL, dotando o meio técnico de maior informação para a sua utilização. 1.3 Metodologia e organização do trabalho Este trabalho divide-se em quatro fases distintas. A primeira fase consistiu na pesquisa e recolha de elementos bibliográficos sobre o tema, de forma a compreender e adquirir os seus fundamentos teóricos, assim como definir a forma de executar a campanha experimental. 2

23 A segunda fase consistiu no planeamento da campanha experimental delineada, elaborando o plano das betonagens e dos materiais a utilizar, assim como dos ensaios a efectuar. De seguida, procedeu-se à realização da campanha experimental, começando pelos ensaios de caracterização dos agregados, seguidos dos ensaios dos betões no estado fresco e endurecido. Após a conclusão dos ensaios, procedeu-se à apresentação e discussão dos resultados obtidos. É importante referir que parte da campanha experimental, nomeadamente a fase inicial e de produção, foi realizada em conjunto com os restantes elementos do projecto de investigação, permitindo assim repartir parte da quantidade de trabalho e gerir mais eficazmente os recursos utilizados. Em relação à organização do trabalho escrito, este encontra-se dividido em cinco capítulos, incluindo as secções referentes à introdução e conclusão. No capítulo 2 é apresentada uma breve revisão bibliográfica do estado da arte dos betões de agregados leves, sendo inicialmente realizada uma caracterização geral deste tipo de betões para depois, com maior ênfase, ser abordada a caracterização das suas propriedades térmicas e dos diferentes métodos de ensaio que podem ser utilizados na sua avaliação. O capítulo 3 introduz a campanha experimental, procedendo-se à sua descrição pormenorizada, desde a caracterização dos materiais aos diferentes ensaios térmicos realizados, passando pelas composições das misturas, ensaios no estado fresco e estado endurecido. No capítulo 4 são apresentados os resultados obtidos nos ensaios realizados e procede-se à sua análise. Finalmente, no capítulo 5 são referidas as conclusões obtidas da análise dos resultados, assim como algumas propostas para desenvolvimentos futuros do tema. 3

24 2 Estado da arte De modo a estabelecer um contexto teórico do tema abordado, será ao longo deste capítulo exposto um estado da arte, que consiste em fazer o levantamento de vários trabalhos relacionados, directa ou indirectamente, com os objectivos desta dissertação. Este levantamento de informação servirá de referência para posterior análise de resultados obtidos nos diversos ensaios efectuados. Será dado particular ênfase às propriedades térmicas dos betões estruturais de agregados leves, dado ser esse o âmbito do trabalho. 2.1 Enquadramento geral A origem dos betões produzidos com agregados leves não é exactamente conhecida, mas remonta aos primórdios da civilização, sendo conhecidas construções com mais de 5000 anos. Estes primeiros agregados leves de origem vulcânica (maioritariamente pedra-pomes e escória) eram vantajosos devido à sua maior facilidade de exploração, processamento e transporte face aos agregados convencionais. Alguns dos exemplos mais conhecidos devido à sua durabilidade e benefício de aplicação provêm do império Romano, de onde se destacam estruturas com utilização de betão leve, tais como o Coliseu (Figura 2.1) e Panteão de Roma (Figura 2.2), assim como diversos aquedutos, que ainda hoje subsistem sem grandes danos (Holm e Bremner 2000; Chandra e Berntsson 2003). Figura 2.1 Coliseu de Roma, construído entre o ano 70 e 82 D.C. (Chandra e Berntsson 2003) Figura 2.2 Panteão de Roma, construído no ano 118 D.C. (Chandra e Berntsson 2003) Depois da queda do império romano, o uso do betão de agregados leves apenas voltou a ressurgir com relevância a partir do séc. XX, impulsionado pelo desenvolvimento dos primeiros agregados leves artificiais e a sua bem-sucedida aplicação durante as guerras mundiais, nomeadamente na indústria naval. (Bogas 2011; Holm e Bremner 2000; ACI213 et al. 2003) 4

25 Actualmente os BEAL, em resultado da sua reduzida massa volúmica, são aplicados em vários domínios da construção, podendo ter fins estruturais, de isolamento térmico (sem função estrutural) ou simplesmente de enchimento (ACI213 et al. 2003), sendo o último dos domínios aquele que tem tido maior expressão no mercado de construção (Newman 1993). No entanto, são também várias as situações em que se tem impulsionado a utilização de betões estruturais de agregados leves (BEAL), tais como arranha-céus, tabuleiros de pontes, estruturas flutuantes, edifícios com solos de fundação pobres e obras de reabilitação (Cortês 2014; Bogas 2011; Holm e Bremner 2000). Dado que a capacidade de isolamento térmico do betão relaciona-se com a sua massa volúmica (FIP 1983; Newman 1993), os betões leves, para além de permitirem o aligeiramento das estruturas, vão igualmente contribuir para aumento da capacidade de isolamento térmico, e assim, para uma maior eficiência energética dos edifícios. São vários os exemplos de utilização de betão leve em soluções não estruturais, com o objectivo de aproveitar as suas melhores capacidades térmicas, como é o caso de soluções para alvenaria ou soluções de enchimento para isolamento térmico. A produção de blocos de alvenaria e painéis préfabricados autoportantes com elevadas capacidades de isolamento térmico são dois tipos de aplicação dos quais existem vários exemplos da sua utilização na Noruega, antiga União Soviética, Alemanha, Austrália, Reino Unido, América do Norte, entre outros países (Lazarus 1993). Para a mesma resistência, os blocos de alvenaria em betão leve, para além do seu adequado comportamento térmico, são menos pesados do que as soluções tradicionais, reduzindo custos de laboração e forças de inércia nos edifícios (Roberts 1997). Em Portugal, são diversas as obras em que se tem aplicado betão leve como solução de enchimento e isolamento térmico, como é exemplo do betão leve utilizado nas lajes de pavimento do palácio Sotto Mayor (Figura 2.3). Figura 2.3 Construção Palácio Sotto Mayor - lajes 5

26 Em face das novas exigências regulamentares, é crescente o interesse na procura de materiais com melhores capacidades de isolamento térmico. Nesses termos, o betão leve estrutural, apesar de estar associado a custos iniciais mais elevados, surge como alternativa aos betões normais, na medida em que permite soluções energeticamente mais eficientes. De facto, um dos objectivos consiste em procurar soluções estruturais, que sem prejudicar significativamente a sua capacidade mecânica e de durabilidade, permitam a redução dos efeitos das pontes térmicas em edifícios, contribuindo para a diminuição do consumo energético. Tendo em consideração os objectivos do presente trabalho, em seguida serão discutidas a principais propriedades gerais dos betões estruturais de agregados leves, dando-se maior destaque às suas principais propriedades térmicas. Será realizado um breve resumo dos principais trabalhos desenvolvidos no domínio da caracterização térmica dos BEAL, bem como a apresentação de alguns dos escassos estudos existentes que focam a simulação energética de elementos em BEAL. De modo a facilitar a leitura e interpretação do documento, será ainda efectuado um breve resumo da caracterização térmica dos betões em geral, com referência aos vários métodos de ensaio da condutibilidade térmica e principais diferenças entre os mesmos. 2.2 Propriedades gerais do betão estrutural de agregados leves Os betões leves podem ser produzidos por diferentes vias, desde a incorporação de uma elevada quantidade de vazios na matriz até à utilização de uma grande diversidade de agregados leves naturais ou artificiais (Bogas 2011). No entanto, apenas os betões produzidos com alguns agregados leves, nomeadamente de argila expandida, cinzas volantes e alguns tipos de agregados naturais são capazes de apresentar características estruturais (Holm e Bremner 2000). As características mais relevantes na comparação dos BEAL com os betões de agregados normais (BAN) são a massa volúmica, a condutibilidade térmica e o transporte de água entre o agregado e a pasta (Pino 2013; Newman 1993). A substituição dos agregados tradicionais por agregados leves no betão permite a redução da massa volúmica, mas também influencia o comportamento no betão fresco (trabalhabilidade, colocação, compactação, acabamento e cura), assim como o comportamento do betão endurecido (resistência mecânica, módulo de elasticidade, propriedades térmicas, retraccão, fluência e durabilidade), afectando as propriedades mecânicas e o seu desempenho a longo prazo (Pino 2013; EuroLightConR2 1998; FIP 1983). Nos pontos em seguida abordam-se algumas das propriedades que distinguem os BEAL dos BAN. 6

27 2.2.1 Características físicas e mecânicas Massa Volúmica É a principal característica que distingue os BEAL dos betões convencionais. É influenciada pelo volume, teor de água, absorção, tipo de agregado e ainda, em menor escala, pelas características da pasta. O volume de agregado é o factor que mais influencia a massa volúmica, devido ao facto de este constituir cerca de 70-80% do volume do betão. A utilização de diferentes tipos de agregados leves terá assim um significativo impacto na variação da massa volúmica dos betões (FIP 1983). A massa volúmica dos BEAL pode de forma aproximada ser relacionada com a sua resistência (EuroLightConR2 1998), uma vez que ambas as propriedades são afectadas de idêntica forma pela porosidade do betão, neste caso, relação a/c e tipo e volume de agregado (Holm e Bremner 2000; FIP 1983). No entanto, não existe uma relação única entre estas propriedades, visto que a forma como o agregado afecta a resistência depende do nível de resistência do betão e do tipo de agregado (ver ). Em geral, verifica-se que tendo em consideração as características dos agregados existentes no mercado, os betões leves estruturais apresentam massas volúmicas secas superiores a cerca de 1200 kg/m 3 (Bogas 2011; ACI ; Mindess 2003). De acordo com a norma Europeia NPEN206-1 (2005), o betão leve é especificado como possuindo massas volúmicas após secagem em estufa entre 800 e 2000 kg/m 3. Esta classificação é igualmente adoptada na secção 11 do Eurocódigo 2 (EN ) Resistência à compressão A transferência de esforços em betões de massa volúmica normal, que contém agregados cuja resistência é superior à resistência da pasta, ocorre através dos agregados e pelas camadas intermédias da mesma (Figura 2.4). Uma vez que a capacidade resistente dos agregados é superior à da pasta, as linhas de rotura tendem a contornar os agregados. No caso de os agregados serem menos resistentes que a pasta, como habitualmente acontece nos betões leves, a distribuição de esforços no elemento será diferente (Figura 2.5). Dado que a pasta é mais resistente, as linhas de rotura tendem a propagar-se através dos agregados. Assim, o comportamento mecânico dos BEAL depende do nível de resistência do betão e das características das suas fases constituintes. Por exemplo, caso se utilize um agregado leve de menor porosidade envolto por uma pasta de elevada relação a/c, o comportamento dos BEAL pode ser semelhante ao dos BAN, ocorrendo a rotura preferencialmente pela pasta. 7

28 Figura 2.4 Betão de massa volúmica normal (Bogas e Gomes 2013) Figura 2.5 Betão de agregados leves (Bogas e Gomes 2013) De facto, Bogas e Gomes (2013) verificaram que, em betões produzidos com agregados leves de massa volúmica superiores a 1200 Kg/m 3, o comportamento era semelhante ao de betões de massa volúmica normal, para resistências à compressão abaixo de 60 MPa. Por outro lado, os BEAL com agregados de massa volúmica inferior a 900 Kg/m 3 foram menos apropriados para fins estruturais. Em geral pode-se concluir que a influência dos agregados leves na resistência do betão é tanto maior quanto menor a sua massa volúmica, maior a resistência da pasta e maior a idade do betão. Bogas (2011) verificou ainda que a variação do volume de agregados conduz a uma menor alteração da resistência à compressão do que a variação da relação a/c, para as mesmas variações de massa volúmica do betão. Todos os tipos de agregado têm limites de resistência máximos. No caso dos agregados leves, esse limite pode ser alargado reduzindo as suas dimensões máximas, permitindo atingir valores de resistência à compressão superiores.(aci213 et al. 2003). Por esse motivo, a dimensão máxima dos agregados leves é usualmente limitada a mm para a produção de BEAL (Clarke 1993; EuroLightConR2 1998; Dreux 1986) Resistência à tracção Em geral, a resistência à tracção de betões de agregados leves depende da resistência à tracção dos agregados, da pasta e ainda da resistência da interface pasta/agregado (FIP 1983; Holm e Bremner 2000; Bogas e Nogueira 2014). Uma vez que nos betões leves os agregados têm menor resistência do que a pasta, a resistência à tracção dos BEAL tende a ser condicionada pelo tipo de agregado, sendo inferior à dos betões de massa volúmica normal de igual composição. 8

29 Bogas e Nogueira (2014) reportam resistências à tracção de betões estruturais de agregados leves de 80 a 85% das apresentadas em betões normais de igual resistência à compressão. A relação diminui para 70% quando é utilizada areia leve na composição. Tal como sucede nos betões convencionais, verifica-se uma elevada correlação entre a resistência à tracção e a resistência à compressão, dado que ambos são essencialmente afectados pelos mesmos factores (Holm e Bremner 2000; Chandra e Berntsson 2003). No entanto, parece existir uma maior influência do agregado na resistência à tracção do que à compressão (Bogas e Nogueira 2014). Por esse motivo, a normalização Europeia faz depender a relação entre a resistência à tracção e à compressão também da massa volúmica (NP EN 206-1) Módulo de Elasticidade O módulo de elasticidade de um betão é função da proporção e módulo de elasticidade dos seus constituintes, assim como das zonas de interface agregado/pasta. Uma vez que os agregados leves apresentam menor rigidez, com valores geralmente inferiores a 15 GPa, face aos 30 a 100 GPa apresentados pelos agregados de massa volúmica normal, são obtidos menores módulos de elasticidade nos BEAL (FIP 1983; Newman 1993; Holm e Bremner 2000; Chandra e Berntsson 2003; ACI213 et al. 2003). Por outro lado, os BEAL, ao estarem associados a maiores volumes de pasta, conduzem também para menores módulos de elasticidade face aos BAN de igual resistência (Newman 1993). De acordo com o FIP (1983), o módulo de elasticidade dos BEAL, com massas volúmicas na ordem de 1700 kg/m 3, é cerca de 50% do observado para BAN de iguais resistências. No ACI213 et al. (2003), é referido que esses valores podem variar entre 50 e 75% para betões com resistências até 40 MPa. Em comparação com o tipo e volume de agregado, na formulação deste tipo de betões, a redução da relação a/c tem pouca influência no valor do módulo de elasticidade (EuroLightConR2 1998). Tal como referido para a resistência à tracção, verifica-se uma adequada relação entre a resistência à compressão e o módulo de elasticidade, dado que estes dependem da porosidade dos seus constituintes (EuroLightConR2 1998; Zhang e Gjorv 1991; Curcio et al. 1998). Por esse motivo, faz-se depender essa relação também da massa volúmica (EN ; ACI213 et al. 2003) Retracção A retracção do betão é afectada por diversos factores, tais como: as características de retracção da pasta; a restrição à deformação imposta pelos agregados, sendo influenciado pelo volume e rigidez do agregado; a fracção volumétrica ocupada pela pasta e pelo agregado; a humidade e temperatura; a geometria do elemento (Mindess et al. 2003; EuroLightConR2 1998). 9

30 Nos BEAL, dado que a rigidez dos agregados leves é inferior à dos agregados de massa volúmica normal, a retracção a longo prazo tende a ser mais elevada do que a dos BAN de igual composição (Bogas, Brito, Cabaço 2014; Zhang et al 2005). Outro factor que contribui para a maior retração nos BEAL é o maior volume de pasta usualmente apresentado por este tipo de betões (FIP 1983). No entanto, devido ao efeito de cura interna proporcionado pelos agregados, o desenvolvimento da retracção em idades jovens tende a ser menor nos BEAL (Zhang 2005; Cusson e Hoogeveen 2008). São vários os trabalhos que demonstram o sucesso da utilização de agregados leves na redução da retracção autogénea (Bogas e Nogueira 2014; Pietro e Bisschop 2004; Hoff 2003). 2.3 Durabilidade A durabilidade define-se como a capacidade que um elemento ou material tem de manter as suas características de serviço ao longo de um determinado tempo, num dado ambiente (EuroLightConR2 1998; Mehta e Monteiro 2006). A durabilidade do betão depende da sua capacidade de resistir a acções externas, que podem ser de origem física, química, mecânica, estrutural e biológica (Bertolini et al. 2004). A durabilidade do betão está relacionada com as suas propriedades de transporte, na medida em que são estas que controlam a penetração e percolação de agentes agressivos no betão (Mehta e Monteiro 2006; Kropp 1995). O incremento de penetrabilidade (permeabilidade, difusão, absorção) determina a velocidade do transporte dos agentes agressivos (EuroLightConR2 1998). A durabilidade dos BEAL tem sido testemunhada desde a antiguidade, em estruturas com mais de 2000 anos, que sobreviveram até aos dias de hoje sem grandes sinais de deterioração, como é exemplo a cúpula do panteão de Roma, onde foram utilizados agregados vulcânicos (Holm e Bremner 2000; Chandra e Berntsson 2003). Outros exemplos de elevada durabilidade dos BEAL foram testemunhados em vários exemplos de aplicação durante a primeira metade e meados do século XX, como é o caso de barcos construídos na segunda guerra mundial em que após mais de 50 anos evidenciaram poucos sinais de deterioração, apesar do ambiente severo a que estiveram sujeitos (Holm 1980). À partida, dado que os agregados leves apresentam porosidade mais grosseira do que a pasta de cimento, é natural que a penetrabilidade seja superior através destes elementos. Assim, é comum referir que os BEAL apresentam maior penetrabilidade e, como tal, menor durabilidade do que os BAN de igual composição. No entanto, alguns resultados sugerem que a durabilidade dos BEAL não é necessariamente inferior (EuroLightConR2 1998). Tal é atribuído aos seguintes aspectos a ter em consideração nos BEAL (EuroLightConR2 1998; Chandra e Berntsson 2003; Holm e Bremner 2000; Bogas 2011): Os betões leves estão usualmente associados a maiores compatibilidades elásticas entre o agregado e a pasta, bem como zonas de transição agregado/pasta de melhor qualidade; 10

31 Os agregados leves são rodeados pela matriz cimentícia, que reduz a conectividade e acessibilidade dos agregados, em especial, nos casos de betões de reduzido a/c associados a pastas de elevada compacidade; A cura interna proporcionada pelos agregados leves no betão, permite que exista um melhor desenvolvimento da hidratação da pasta cimentícia que envolve os agregados leves; Os agregados leves, após o endurecimento do betão, apresentam-se, em geral, não saturados, o que reduz o risco de gelo-degelo, bem como o transporte de cloretos, por difusão; Tendo em consideração betões de igual resistência, os BEAL estão usualmente associados a pastas de maior compacidade, e como tal, menos permeáveis. 2.4 Propriedades térmicas do betão leve Conforme referido anteriormente, o betão leve surgiu com o principal objectivo de reduzir a carga permanente, permitindo aligeirar as construções, conduzindo a soluções mais esbeltas ou viabilizando diversos casos de reabilitação. Porém, devido à sua menor massa volúmica, o betão leve contribui ainda para o aumento da sua capacidade de isolamento térmico (Chandra e Berntsson 2003; Newman 1993). Desse modo, a utilização de BEAL em edifícios pode assumir um papel relevante na redução do consumo energético, conduzindo potencialmente a soluções energeticamente mais eficientes e ambientalmente mais sustentáveis. A aplicação de betões em soluções não estruturais com o objectivo de aligeirar as construções e cumprir os critérios de exigência funcionais tem sido evidente em exemplos de elementos de alvenaria, painéis pré-fabricados e soluções de regularização de pisos (Roberts 1997; Clarke 1993). Presentemente, a aplicação de betão leve em elementos não estruturais é ainda o campo de aplicação mais atractivo para este tipo de betões, sendo os agregados leves produzidos, que estão associados a maior expansão e porosidade, mais vocacionados para domínios de aplicação não estruturais (Bogas 2011; Newman 1993). No entanto, com as crescentes exigências de isolamento térmico dos edifícios e em face das novas propriedades atingidas pelos BEAL de nova geração, em que a introdução de superplastificantes veio resolver alguns dos seus problemas, como o controlo de trabalhabilidade e a reduzida resistência e rigidez, aumentou o entusiasmo na utilização dos betões leves estruturais. De facto, a utilização de BEAL em alternativa aos betões convencionais pode contribuir adicionalmente para a redução do efeito das pontes térmicas nos elementos estruturais, reduzindo os níveis de consumo energético das habitações ou minimizando os sistemas de correcção necessários ao cumprimento das exigências regulamentares de isolamento térmico (Bogas 2011). Assim, importa perceber até que ponto os BEAL podem contribuir de forma viável e efectiva para o melhor desempenho térmico das habitações. Como tal, é necessário proceder à caracterização térmica dos mesmos, tendo em consideração diferentes composições e diferentes cenários de massa volúmica e resistência, de modo a abranger, pelo menos, a gama mais comum de betões leves estruturais. 11

32 Nesse sentido, e tendo em consideração o âmbito do trabalho, nos pontos em seguida faz-se um breve resumo das principais propriedades térmicas a ter em consideração nos betões, bem como as principais diferenças associadas à utilização de agregados leves, que até à presente data têm sido reportadas na literatura. De entre as características térmicas dos materiais, serão abordadas a condutibilidade térmica, o calor específico volumétrico, a difusividade térmica e a inércia térmica, que afectam directamente as trocas de calor nos elementos construtivos (Fernandes 2014) Condutibilidade térmica A condutibilidade térmica de um material (λ) define-se como a quantidade média de calor que atravessa um material homogéneo através de um volume cúbico de um metro de aresta, quando submetido a um gradiente de temperatura de 1ºC entre as faces opostas (Holm e Bremner 2000; FIP 1983). A unidade do sistema internacional (SI) para esta grandeza é o Watt (W) por metro (m) e por grau Kelvin (K) [W/m.ºK]. Nesta dissertação é utilizado o grau Celsius (ºC) [W/m.ºC], que assume os mesmos valores. (Holm e Bremner 2000). Materiais com condutibilidades térmicas elevadas conduzem rapidamente o calor, podendo ser utilizados como dissipadores térmicos. Materiais com condutibilidades mais reduzidas são normalmente utilizados como isolantes térmicos, devido à lenta passagem do calor pelo seu interior. O inverso da condutibilidade térmica é definido pela resistividade térmica. A resistência térmica, RT, de uma dada solução construtiva pode ser avaliada de acordo com a expressão (2.1), para elementos dispostos em série, em que d i é a espessura e i a condutibilidade térmica de cada material. Se um elemento (por exemplo uma parede) for composto por várias camadas uniformes de diferentes materiais em contacto entre si ou separados por caixas-de-ar, espessura constante, a resistência térmica do elemento será dada pela soma directa das resistências de cada camada, incluindo os espaços com ar (Cavanaugh e Speck 2002). n R T = d i i i=1 (m 2.ºC/W) (2.1) A capacidade de isolamento térmico de uma dada solução construtiva é usualmente avaliada pelo coeficiente de transmissão térmica, U, que pode ser obtido a partir da expressão (2.2), correspondendo à soma do inverso das resistências térmicas das várias camadas e das resistências superficiais interiores, R si, e exteriores, R se. 12

33 Condutibilidade térmica seca (W/mºC) U = 1 d i i +R si +R se (W/ m 2.ºC) (2.2) 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. (FIP 1983; Holm e Bremner 2000; Fernandes 2014; Real e Bogas 2015). De um modo geral, a condutibilidade térmica tende a aumentar com o aumento da massa volúmica, teor de humidade ou temperatura (Holm e Bremner 2000; FIP 1983; EuroLightConR2 1998). No entanto, em relação a esta última propriedade, de acordo com o FIP (1983), em ensaios realizados entre 20ºC e 60 ºC, foram obtidas diferenças pouco significativas na condutibilidade térmica. Os materiais cristalinos, como é o caso do quartzo, apresentam maior condutibilidade térmica do que os materiais amorfos. Em particular, a escória de alto-forno, que se trata de um material vítreo, possui baixa condutibilidade térmica. É reconhecido que a condutibilidade térmica varia de forma inversamente proporcional à porosidade, evoluindo favoravelmente com os vários parâmetros que contribuem para o aumento de compacidade do material (Bessenouci 2011). De facto, a condutibilidade térmica do betão resulta da condutibilidade da estrutura silicatada e do teor de ar contido na estrutura porosa (Uysal 2004). Vários autores consideram que a massa volúmica é a propriedade que melhor se relaciona com a condutibilidade térmica do betão, sendo sugeridas relações exponenciais entre estas duas propriedades (Real e Bogas 2015; Newman 1993; ACI213 et al. 2003) (Figura 2.6). 2,2 2,0 1,8 1,6 Bogas (2011) FIP (1983) Protolab Zhihua et al (2006) ISO/FDIS (2007) 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0, Massa volúmica seca (kg/m 3 ) Sengul et al (2010) Akçaozoglu et al (2012) Alengram et al (2013) Lo-Shu et al (1980) Van Geem et al (1982) ACI 213 (1967 de FIP 1983) Newman (1993) Valore (1980) ITE 50 (2006) Lightweight concrete in general (FIP 1983) Figura 2.6 Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica seca. 13

34 Em materiais heterogéneos como o betão, a condutibilidade térmica é determinada pelas características térmicas das fases constituintes, nomeadamente a pasta e os agregados, podendo ainda ser influenciada pela forma como estas se interligam (zona de transição). Neste caso, a reduzida condutibilidade térmica do ar aprisionado na estrutura porosa dos agregados leves (EuroLightConR2 1998; Demirboǧa e Gül 2003) é o principal fator que os distingue dos betões convencionais. No entanto, dado que os agregados podem ocupar cerca de 70 a 80% do volume do betão, a substituição de agregados de massa volúmica normal por agregado leve, pode conduzir a reduções importantes da condutibilidade térmica (Neville 1995; Lo-Shu 1980; Chi 2003). Em relação à matriz que envolve os agregados, constata-se que o aumento do teor de cimento, normalmente associado a um aumento respectivo da compacidade da pasta, contribui para o incremento da condutibilidade térmica (Ashworth e Ashworth 1991; FIP 1978; Uysal 2004). Assim, a principal razão para a redução da condutibilidade térmica dos betões de agregados leves, comparando com os betões de agregados de massa volúmica normal, de igual composição, é a quantidade de ar retido na sua estrutura porosa, através dos agregados (Demirboǧa e Gül 2003; EuroLightConR2 1998). Conforme referido em ( ) apesar de a resistência à compressão dos BEAL variar de forma proporcional com a sua massa volúmica não é possível estabelecer uma relação única entre estas propriedades (FIP 1983; Bogas e Gomes 2013). 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 (Bogas e Gomes 2013; Chen 1995). Assim, deverá ser difícil estabelecer uma relação direta entre a condutibilidade térmica e a resistência mecânica dos BEAL. Apesar do teor em água dos betões afectar ligeiramente a sua massa volúmica, é na variação da condutibilidade térmica que este assume maior relevância. De facto, a água ao apresentar uma condutibilidade térmica cerca de 25 vezes superior à do ar, vai aumentar a capacidade de transmissão de calor (Ashworth e Ashworth 1991; FIP 1978). Aumentos de 6 a 9% na condutibilidade térmica dos BEAL por cada incremento de 1%, em massa, do teor de humidade, são referidos no ACI213 et al. (2003). Por sua vez, no FIP (1983) são sugeridos aumentos de 2 a 6% na condutibilidade térmica por cada 1% adicional de teor de humidade, medido em volume. Dado que os BEAL estão usualmente associados a maiores teores de humidade e maiores tempos de secagem (Bogas 2011; Smeplass 2000), a condutibilidade térmica pode ser afectados de forma mais significativa pelo teor de humidade (Del Coz Díaz et al. 2013). Segundo (ACI213 et al. 2003), a condutibilidade corrigida do efeito da humidade pode ser calculada através da expressão (2.3), em que w m e w o representam a massa volúmica da amostra húmida e seca (Kg/m 3 ), respectivamente. 14

35 (wm wo) λcorrigido = λseco (1 + 6 ) (2.3) wo Verifica-se ainda que a condutibilidade térmica pode depender significativamente do método de medição utilizado, o que dificulta a caracterização dos BEAL.(Van Geem 1982; Hoff 2003) apresenta um estudo envolvendo 3 métodos diferentes (guarded hot plate test, hot wire test, calibrated hot box test), onde demonstra a elevada variabilidade que se pode obter entre diferentes métodos (Figura 2.7). Em é apresentado um breve resumo dos principais ensaios actualmente existentes utilizados na caracterização da condutibilidade térmica. Figura 2.7 Condutibilidade térmica de betão segundo vários métodos de ensaio (Holm e Bremner 2000; Van Geem 1982) De acordo com Holm e Bremner (2000), a condutibilidade térmica esperada em BEAL com aproximadamente 1850 Kg/m 3 de massa volúmica, varia entre cerca de 0.58 e 0.86 W/mºC, ao passo que em betões de massa volúmica normal ( 2400 Kg/m 3 ), a condutibilidade térmica varia entre 1.4 e 2.9 W/mºC. Por sua vez, no ITE50 (2006), são referidos valores entre cerca 0.85 e 1.05 W/mºC para betões leves de 1400 a 1800 Kg/m 3 de massa volúmica e valores entre 1.65 e 2.0 W/mºC no caso de betões correntes de massa volúmica entre 2000 e 2600 Kg/m 3. A estes valores correspondem reduções de cerca de 50 a 70% na condutibilidade térmica dos BEAL face aos BAN. Outros autores caracterizaram a condutibilidade térmica dos BEAL, conforme ilustrado na Figura 2.7, embora geralmente limitado a betões de reduzida resistência ou focando-se apenas numa dada composição e condição de humidade. 15

36 Bogas (2011) estimou de forma indicativa que, em termos de capacidade de isolamento, uma parede de betão leve com 0,4 m de espessura corresponde aproximadamente a uma parede de betão normal com 1 m de espessura ou uma parede simples de tijolo furado com 0,2-0,24 m de espessura (ITE ). Para tal, o autor teve em consideração coeficientes de condutibilidade de 0,65 W/mºC e 1,65 W/mºC em BEAL e BAN, respectivamente. Em suma, tendo em consideração a bibliografia consultada, verifica-se que ainda existem várias dúvidas na caracterização geral das propriedades térmicas dos BEAL, em parte devido ao vários factores que podem condicionar a sua determinação, mas também devido ao facto de serem escassos os trabalhos que consideram betões com diferentes composições, níveis de resistência, massa volúmica e teores de humidade. Assim, é necessário desenvolver trabalhos experimentais que tenham simultaneamente em consideração estes aspectos, conforme efectuado no presente estudo. Desse modo, é possível contribuir para uma melhor segurança na utilização dos BEAL, e um melhor conhecimento do comportamento esperado pela introdução de BEAL em edifícios. Conclui-se também que 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 (Sacht 2010) Calor específico O calor específico é definido como a quantidade de calor necessária para elevar uma massa unitária de um certo material em 1 grau. Expressa-se em J/kg.ºC (Holm e Bremner 2000). O calor específico tende a aumentar com a temperatura e com a diminuição da massa volúmica. Esta propriedade é pouco afectada pela composição mineralógica dos agregados, mas pode aumentar significativamente com o incremento do teor de humidade do betão, devido ao elevado calor específico da água no interior dos poros. O calor específico de amostras de betão leve secas tem pouca variação, nem difere de forma significativa dos betões normais (cerca de 860 J/kg.ºC). Em amostras com humidade o calor específico aumenta devido ao elevado calor específico da água contida nos poros (4200 J/kg.ºC) (Neville 1995). Assim, imediatamente após a mistura, é natural que os betões de agregados leves, associados a maior teor de humidade e secagens mais lentas, apresentem um calor específico superior ao dos betões correntes (FIP 1983) Difusividade A difusividade térmica (α) é definida através da condutibilidade térmica (λ), do calor específico (c) e da massa volúmica (ρ). Esta propriedade caracteriza a forma como o calor se propaga através de um 16

37 material, informando sobre a velocidade com que um corpo se ajusta à temperatura envolvente (Neville 1995). Materiais com baixa difusividade retardam a transferência de calor entre o material e a envolvente e vice-versa. Matematicamente a difusividade é obtida pelo quociente entre a condutibilidade térmica (λ) e o produto entre o calor específico (c) e a massa volúmica (ρ), conforme representado em (2.4). A sua unidade SI é o metro quadrado por segundo (m 2 /s) (Fernandes 2014; Holm e Bremner 2000). α = λ cρ (2.4) Devido à influência que o teor de humidade tem nas propriedades térmicas do betão, a difusividade deve ser medida em elementos com o teor de humidade semelhante ao que se prevê na realidade (Neville 1995). Tendo em consideração que a condutibilidade térmica do betão varia de forma exponencial com a massa volúmica e tendo em consideração que o calor especifico tende a ser, em geral, ligeiramente superior nos BEAL, conclui-se que a difusividade tende a diminuir com a substituição de agregados de massa volúmica normal por agregado leve Coeficiente de expansão térmica O coeficiente de expansão térmica refere-se à variação de comprimento ou volume de um dado elemento quando a temperatura deste se altera em um grau. Exprime-se em metros por grau Celcius (m/ºc). Tal como em quase todos os materiais de uso corrente em engenharia, o betão tem um coeficiente de expansão térmica positivo. Este valor depende da composição e do teor de humidade do betão (Neville 1995). A proporção dos vários componentes da mistura vai influenciar o valor final desta propriedade, uma vez que a pasta cimenticia e os agregados têm coeficientes de expansão distintos. Para a pasta são referidos valores compreendidos entre 11x10-6 e 20x10-6 m/ºc, normalmente mais elevados que os obtidos nos agregados (Neville 1995). Segundo Neville (1995), o coeficiente de expansão térmica é menor quando o betão se encontra completamente seco ou saturado e aumenta quando este adquire um teor de humidade intermédio, sendo este fenómeno atribuído a efeitos de capilaridade. 17

38 Em geral, os betões com agregados leves apresentam coeficiente de expansão térmica inferior aos betões com agregados convencionais, referindo-se valores compreendidos entre 7x10-6 a 9x10-6 m/ºc nos BEAL e entre 10x10-6 a 13x10-6 m/ºc nos BAN (Clarke 1993) Ensaios de avaliação da condutibilidade térmica A condutibilidade térmica é a principal característica a avaliar quando se analisa termicamente um material ou elemento. Como já foi referido anteriormente, a condutibilidade térmica de um material depende da massa volúmica, teor de humidade, temperatura, constituintes e vazios presentes na sua estrutura. Está assim relacionada com a sua estrutura atómica e molecular, porosidade, anisotropia e defeitos/falhas estruturais. Factores como a idade da amostra, condições de armazenamento e métodos de produção também têm um impacto importante na condutibilidade térmica. Devido à variabilidade de materiais e formas dos elementos a avaliar, para além das diferentes condições de ensaio, não existe um único e inequívoco método para medir a condutibilidade térmica. Assim, a fiabilidade de um método específico depende de diversos factores, tais como a velocidade de ensaio, a precisão requerida, o ambiente do ensaio, a natureza física do material, bem como a sua forma e dimensão (Franco 2007; Fernandes 2014). Existem vários métodos utilizados para avaliar a condutibilidade térmica de um material, que se dividem em dois tipos: métodos estacionários e métodos transientes Métodos Estacionários De entre os métodos estacionários para avaliar a condutibilidade térmica de uma amostra, os mais utilizados e considerados mais precisos, com erros máximos na ordem dos 3% para amostras no estado seco, são o método da placa quente (em inglês guarded hot plate) e o do medidor de fluxo de calor (heat flow meter). Este tipo de métodos consiste em estabelecer um gradiente térmico constante através da amostra colocada entre duas placas isotérmicas, com temperaturas diferentes. Quando o gradiente térmico desejado estiver estabelecido, são feitas as medições e o valor da condutibilidade é calculado pela lei de Fourier (2.5). A quantidade de energia fornecida à placa quente é proporcional à condutibilidade térmica do material. A amostra ensaiada através deste processo deve ter dimensões rigorosas e superfícies lisas, para que seja possível um contacto total com as placas. 18

39 Qc = Kp x A x (θ1 - θ2) (2.5) em que, Qc fluxo de calor por condução em regime permanente através do elemento [W]; Kp condutância térmica do elemento [W/m 2. C]; A - área da secção do elemento [m 2 ]; Θk -temperaturas nas faces do elemento [ C]. Apesar dos resultados obtidos serem bastante precisos, estes métodos têm alguns inconvenientes, tais como o custo do equipamento, o grande consumo de água (utilizada para arrefecimento das placas) e energia, assim como o tempo necessário para que o equilíbrio térmico da amostra seja estabelecido (Fernandes 2014). Em termos de normalização, o método heat flow meter rege-se pelas normas europeias ISO 8301 (1991) e NP EN 12667, bem como pela norma americana ASTM C O método guarded hot plate obedece às normas ISO 8302 e NP EN 12667, assim como à norma americana ASTM C As figuras Figura 2.8 e Figura 2.9 apresentam esquemas dos dois métodos anteriores. No método heat flow meter (Figura 2.8) o fluxo dá-se através de apenas uma amostra, da placa quente para a fria. O ensaio guarded hot plate (Figura 2.9) utiliza duas amostras, estabelecendo-se o gradiente entre as mesmas da superfície mais quente para a mais fria (Franco 2007; Fernandes 2014). Figura Esquema do método heat flow meter (Franco 2007) Figura Esquema do método hot guarded plate (W1) 19

40 Métodos Transientes Os métodos transientes medem a condutibilidade térmica através da resposta a um impulso de calor que é aplicado ao elemento em estudo, ao contrário dos métodos estacionários, que medem a resposta a um fluxo de calor constante aplicado através da amostra. Estes métodos têm a vantagem de serem mais expeditos a obter resultados quando comparados com os métodos estacionários, não sendo necessário aguardar longos períodos de tempo para que as temperaturas na amostra (e o fluxo de calor) estabilizem. Quando se utiliza um método transiente, a amostra deve estar em equilíbrio térmico com o ambiente. É então aplicado pelo aparelho de ensaio (que tem uma sonda em contacto com a amostra) um impulso de calor numa das faces da amostra. Durante o tempo de ensaio as variações de temperatura são registadas pela sonda e o cálculo da condutibilidade térmica é efectuado (Franco 2007; Fernandes 2014). Existem vários métodos transientes distintos, mas os mais utilizados são o método da fonte plana (transient plane source), o método da fonte linear (transient line source) e o método da fonte plana modificado (modified transient plane source), que são explicitados de seguida: Método da fonte plana (TPS) - a sonda é plana e de dupla face, sendo colocada no interior da amostra previamente cortada (Figura 2.10); Figura 2.10 Esquema do método TPS (W2) 20

41 Método da fonte linear (TLS) sonda em formato de agulha, que introduz o impulso de calor ao longo da espessura da amostra (Figura 2.11); Figura Esquema do método TLS (W3) Método da fonte plana modificado (MPTS) neste caso tem-se uma sonda de face única, colocada na superfície da amostra. Esta superfície deve ser plana e regular, a fim de permitir que a área da sonda fique em contacto total com a amostra (Figura 2.12). Figura Esquema do método MPTS (W2) 21

42 3 Campanha experimental 3.1 Introdução No presente capítulo procede-se ao resumo dos procedimentos e ensaios realizados na campanha experimental, que teve como objectivo fazer a caracterização e análise das propriedades térmicas de diversos tipos de betão de agregados leves. De modo a analisar o seu componente relativo face aos betões convencionais, foram ainda analisados betões de referência com agregados de massa volúmica normal. Apresenta-se assim uma breve descrição dos métodos e procedimentos utilizados, referindo as normas correspondentes aos ensaios executados. Toda a campanha experimental realizada no âmbito desta dissertação decorreu no Laboratório de Construção do Departamento de Engenharia Civil e Arquitectura do Instituto Superior Técnico e contou com a colaboração, nas suas diversas fases, dos restantes elementos do projecto de investigação. 3.2 Planeamento A campanha experimental realizada no âmbito da presente dissertação dividiu-se em várias fases. Numa primeira fase procedeu-se á definição das composições a estudar e formulação dos betões a produzir, sendo posteriormente determinadas as quantidades de material necessárias para garantir essa produção. Seguidamente, foram selecionados e caracterizados os vários materiais utilizados na produção dos betões. Procedeu-se à caracterização das propriedades dos agregados finos e grossos, cujos ensaios se encontram descritos no e Quadro 3.1. Para a caracterização do cimento utilizado, foram adoptados os valores fornecidos pelo fabricante. Quadro 3.1 Ensaios relativos aos agregados Ensaio Norma Análise granulométrica NP EN / NP EN Baridade Massa volúmica e absorção de água NP EN NP EN Índice de forma NP EN / NP EN a) a) apenas para agregados grossos 22

43 Posteriormente, produziram-se os diferentes tipos de betão e realizaram-se os respectivos ensaios no estado fresco e endurecido. Estes ensaios encontram-se resumidos no Quadro 3.2 e Quadro 3.3, respectivamente. O objectivo principal desta fase do trabalho consistiu em caracterizar laboratorialmente o nível de condutibilidade térmica dos BEAL tendo em conta diferentes classes de resistência e massa volúmica, bem como diferentes parâmetros de composição. Finalmente, e de modo a efectuar um estudo mais rigoroso do comportamento térmico dos betões foram produzidas lajetas para cada tipo de composição estudada, que se integraram numa parede protótipo a ensaiar numa câmara climática existente no laboratório de construção do Instituto Superior Técnico. Quadro 3.2 Ensaios do betão no estado fresco Ensaio Abaixamento Massa volúmica Norma NP EN NP EN Quadro 3.3 Ensaios do betão no estado endurecido Ensaio Massa volúmica Resistência à compressão Norma NP EN NP EN Condutibilidade térmica ASTM D ; ASTM D Materiais, composição e formulação das misturas A escolha das misturas a utilizar durante a campanha experimental é uma etapa importante, uma vez que é necessário que os diferentes betões produzidos garantam uma boa abrangência e validade do estudo realizado. Na definição das composições deve-se procurar o melhor compromisso entre a obtenção do máximo de informação e o menor esforço empregue na campanha experimental. Para além dos betões formulados com agregados leves, foram produzidos betões de referência (utilizando agregados naturais) com o objectivo de aferir, comparativamente, o desempenho relativo dos betões leves face aos betões de massa volúmica normal. 23

44 Para obter uma vasta gama de misturas, representativas dos betões leves estruturais de utilização corrente e de modo a analisar a influência de diferentes parâmetros de composição, foram definidas diversas misturas. Nesta dissertação não foram formulados betões com adições, tendo sido apenas estudados betões com ligante do tipo I. O presente trabalho faz parte de um projecto de investigação que tem sido desenvolvido no Instituto Superior Técnico desde 2012 no domínio da durabilidade e eficiência energética de betões estruturais de agregados leves. Tendo em consideração outros trabalhos desenvolvidos na área pelos intervenientes no projecto, a execução de misturas experimentais no início do mesmo e os objectivos iniciais definidos, foram definidas misturas de referência que serviram de base às composições estabelecidas em Materiais utilizados Para a produção dos betões estudados foram utilizados diferentes tipos de agregado. Estes incluem dois tipos de areias naturais siliciosas (Areia fina e Areia grossa), dois tipos de britas calcárias (Bago de arroz e Brita 1), dois tipos de agregados leves de argila expandida (Leca e Argex), um agregado leve de cinzas volantes (Lytag) e um agregado leve de ardósia expandida (Stalite). O cimento utilizado em todas as misturas foi do tipo I 42.5 R, gentilmente cedido pela empresa SECIL. Nas misturas de maior compacidade foi ainda utilizado um superplastificante de base policarboxílica, de designação comercial GLENIUM SKY 548, fornecido pela empresa BASF. Nas secções seguintes são apresentadas as diferentes características dos materiais utilizados, assim como as normas utilizadas na realização dos ensaios de caracterização Caracterização dos agregados Análise granulométrica A caracterização de granulométrica dos agregados foi realizada de acordo com a norma NP EN e NP EN Este ensaio consiste na passagem do material (previamente pesado) por uma série de peneiros com malha de abertura decrescente, ficando assim o agregado retido ao longo dos mesmos, separado por classes granulométricas. A quantidade de material depositada em cada peneiro é posteriormente pesada e registada. 24

45 Para obtenção da percentagem de material retido em cada peneiro utiliza-se a equação 3.1. % i = M i 100 (3.1) M onde: %ri percentagem de material retido no peneiro i; Mi massa de material retido no peneiro i; M massa da amostra seca. Se a soma das massas Mi e do resíduo (material que passa pelo último peneiro) diferir em mais de 1% da massa M, o ensaio deve ser repetido. Figura 3.1 Análise granulométrica (peneiração) A partir da percentagem de material retida em cada peneiro facilmente se determina a percentagem de material acumulado e percentagem de material retida acumulada em cada peneiro, que permite caracterizar a granulometria do agregado. As curvas granulométricas correspondem à relação entre a percentagem de material acumulado, apresentado nas ordenadas, e o diâmetro da malha dos peneiros, apresentado no eixo das abcissas, que é definido em escala logarítmica ou na raiz quarta do diâmetro. Os resultados referentes à passagem do material acumulado para cada tipo de agregado analisado são apresentados no Quadro 3.4. As curvas granulométricas obtidas estão representadas nas Figura 3.2, 3.3 e 3.4, em função da raiz quarta do diâmetro dos peneiros. 25

46 Material acumulado passado através do peneiro (%) 0,063 0,125 0,25 0,50 1,00 2,00 4,00 6,30 5,60 8,00 12,5 11,2 10,0 16,0 Quadro 3.4 Percentagem de material acumulado passado dos diferentes agregados Análise granulométrica Malha (mm) Areia Fina Areia Grossa Bago de Arroz Brita 1 Leca Lytag Stalite Argex 2-4 Argex 2-4 Argex 3-8F Refugo Dmáx dmin Categoria GF85 GF85 Gc85/20 Gc80/20 Gc85/20 Gc85/20 Gc80/20 Gc85/20 Gc85/20 Gc85/20 MF Areia Fina Areia Grossa Malhas (mm) Figura 3.2 Curvas granulométricas das areias naturais 26

47 0,063 0,125 0,25 0,50 1,00 2,00 4,00 6,30 5,60 8,00 12,5 11,2 10,0 16,0 Material acumulado passado através do peneiro (%) Material acumulado passado através do peneiro (%) 0,063 0,125 0,25 0,50 1,00 2,00 4,00 6,30 5,60 8,00 12,5 11,2 10,0 16,0 Brita 1 Bago de Arroz Malhas (mm) Figura 3.3 Curvas granulométricas dos agregados grossos naturais Argex 2-4 Argex 3-8F Leca Stalite Malhas (mm) Figura 3.4 Curvas granulométricas dos agregados leves 27

48 Massa volúmica e absorção de água Estes ensaios são realizados de acordo com a norma NP EN A massa volúmica é determinada através da razão entre a massa e o volume dos agregados. A massa é determinada através da pesagem do provete com as partículas saturadas e superfície seca e da pesagem do conjunto depois de completamente seco em estufa. O volume obtém-se através da massa da água deslocada, obtida através da pesagem do provete. Pela relação entre a massa seca e saturada do provete é possível determinar a respectiva absorção de água. Os resultados obtidos nos ensaios realizados encontramse representados no Quadro 3.5 e Quadro Baridade A baridade foi determinada de acordo com a norma NP EN e basicamente corresponde ao peso de agregado que preenche um recipiente de determinado volume. A baridade é dada pela média dos valores obtidos para três amostras. O cálculo efectuado para cada amostra é realizado através da equação 3.2. b i = M 2 M 1 V [kg/m 3 ] (3.2) onde: bi baridade da amostra (kg/m 3 ); M1 massa do recipiente (kg); M2 massa do conjunto agregado + recipiente (kg); V Volume do recipiente (m 3 ). Os resultados obtidos para cada ensaio apresentam-se nos Quadro 3.5 e Quadro Índice de forma O índice de forma foi determinado de acordo com a norma NP EN Este permite classificar as partículas individuais de uma amostra de agregado grosso tendo em conta a relação entre o comprimento e espessura das partículas, medidos com recurso a um paquímetro. O índice de forma corresponde à percentagem da massa seca da amostra que corresponde a partículas com razão comprimento/espessura superior a 3. No Quadro 3.5 e Quadro 3.6 resumem-se os resultados referentes à caracterização dos agregados naturais e dos agregados leves, respectivamente. 28

49 Quadro 3.5 Características físicas dos agregados naturais Propriedade Areia Fina Areia grossa Bago de arroz Brita 1 Absorção de água às 24h (%) Massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/m 3 ) Massa volúmica das partículas saturadas com sup. seca (kg/m 3 ) Baridade seca em amostra não compactada (kg/m 3 ) Índice de forma Sl20 34 Sl40 Quadro 3.6 Características físicas dos agregados leves Propriedade Leca Lytag Stalite Argex 2-4 Argex 3-8F Absorção de água às 24h (%) Massa volúmica das partículas secas em estufa (kg/m 3 ) Massa volúmica das partículas saturadas com sup. seca (kg/m 3 ) Baridade seca em amostra não compactada (kg/m 3 ) Índice de forma 1 Sl15 0 Sl15 10 Sl15 2 Sl15 1 Sl15 Porosidade total (%)

50 3.3.3 Cimento e superplastificante No presente trabalho foi utilizado um cimento tipo CEM I 42.5 R, com as características médias indicadas no Quadro 3.7. Quadro 3.7 Características do cimento utilizado Parâmetro CEM I 42.5 R Resíduo no peneiro 45 μm (%) 3.50 Superfície específica mássica de Blaine (cm 2 /g) dias Resistência à compressão de argamassa de referência (MPa) 7 dias dias Índice de actividade (%) - Expansão (mm) SiO2+Al2O3+Fe2O3 (%) CaO+MgO (%) CaO+MgO livre (%) Massa volúmica (g/cm 3 ) 3.08 Tempo de presa (min) início fim 225 Nas misturas de maior compacidade foi necessário, como referido anteriormente, utilizar um superplastificante de base carboxílica Composição das misturas Conforme referido em 3.3, a composição das misturas foi definida tendo em consideração os objectivos estabelecidos para o projecto de investigação levado a cabo no Instituto Superior Técnico no domínio da durabilidade e eficiência energética de betões estruturais. 30

51 No presente trabalho foram analisadas composições com CEM I 42.5 R, tendo em conta quatro relações a/c e diferentes tipos de agregado. De modo a permitir a comparação entre os vários tipos de betão foi fixado o mesmo volume de agregado grosso (350 l/m 3 ), a mesma relação agregado grosso/agregado fino para cada relação a/c e a mesma composição granular dos agregados. Para tal, as curvas granulométricas dos agregados foram ajustadas à granulometria de um agregado de referência que, neste caso, optou-se por ser a Leca. O volume de agregado grosso foi definido em 350 l/m 3 dado a permitir em simultâneo garantir a estabilidade das misturas no estado fresco e a atingir soluções de reduzida massa volúmica (Bogas 2011). No Quadro 3.8 estão representados os vários tipos de composições considerados para cada tipo de agregado e relação a/c. Na formulação do betão teve-se em conta o método sugerido por Bogas e Gomes (2013), que tem em consideração a optimização granular com base no método de Faury, a absorção de água dos agregados e o facto da resistência e massa volúmica dos BEAL dependem da proporção e características da argamassa e dos agregados. Este método é explicado em maior detalhe por Bogas e Gomes (2013). Nas misturas de relação a/c 0.35 e 0.45 foi introduzido um adjuvante superplastificante de base policarboxílica, em percentagens de 0.7 e 0.3% do teor de ligante, respectivamente. O superplastificante visa garantir as condições desejadas de trabalhabilidade das misturas, conferindo a redução de água associada. O volume de areia apresentado no Quadro 3.8 é o volume total da mesma, sendo composto por 70% de areia grossa e 30% de areia fina. Nas misturas de referência o agregado grosso foi composto por 34% de bago de arroz e 66% de Brita 1. As misturas com Argex continham 30% de Argex 3-8F e 70% de Argex 2-4. Quadro 3.8 Composição dos betões de agregados leves (naturais e artificiais) e de referência Betão Relação a/c Teor de cimento (kg/m 3 ) Volume agregado grosso (l/m 3 ) Volume areia (l/m 3 ) Volume água (l/m 3 ) Argex / Lytag / Leca / Stalite / Brita CEM I

52 O volume de água e a relação a/c indicados no quadro dizem respeito à quantidade de água efectiva da mistura. Todos os agregados leves, excepto o Argex, foram previamente saturados durante 24 horas de modo a permitir um melhor controlo da relação a/c e trabalhabilidade da mistura. Após 24 horas de saturação, os agregados foram limpos em toalhas absorventes de modo a ficarem na condição de saturados com superfície seca. Finalmente os agregados foram condicionados em barricas devidamente seladas até à data da mistura. Devido à maior dificuldade de se garantir as condições de partículas saturadas com superfície seca no caso dos agregados de maior porosidade (Argex), optou-se por, neste caso, introduzir na mistura os agregados completamente secos na mistura, prevendo-se um excesso de água para a sua absorção durante a amassadura. Para tal, os agregados foram previamente secos a temperatura superior a 100ºC num forno eléctrico. A quantidade de água absorvida pelos agregados durante a mistura correspondeu a cerca de 30 minutos de absorção dos agregados em água, conforme o sugerido na literatura (Bogas 2011; Chandra e Berntsson 2003; EN 206-1). 3.4 Produção do betão Procedimento A produção dos betões utilizados neste trabalho baseou-se na metodologia utilizada por Bogas (2011), por se considerar que esta procura minimizar os efeitos de absorção de água nos betões de agregados leves. A produção passou por diversas fases, nomeadamente a preparação e pesagem dos constituintes, betonagem, moldagem, compactação e cura Preparação e pesagem dos constituintes do betão Conforme referido anteriormente, de modo a evitar a absorção da água de mistura por parte dos agregados, estes foram previamente saturados. A pré-saturação foi feita através da imersão dos agregados durante 24 horas, sendo posteriormente realizada a secagem superficial dos mesmos, seguido de armazenamento em barricas estanques. A fim de garantir a fiabilidade do método e que a absorção de água pelos agregados durante a mistura era reduzida, o teor de água dos mesmos foi analisado aproximadamente 30 minutos depois da mistura. Nos vários ensaios realizados verificaram-se variações pouco significativas face ao valor estimado, o que indica que o controlo da quantidade de água e da relação a/c das misturas foi bem sucedido Mistura As amassaduras realizaram-se com recurso a uma misturadora de eixo vertical fixo de descarregamento de fundo (Figura 3.5). 32

53 Figura 3.5 Misturadora de eixo vertical Após a pesagem dos constituintes, estes foram adicionados à misturadora pela sequência ilustrada na Figura 3.6. Houve o cuidado de, antes das amassaduras, barrar a misturadora com argamassa a fim de evitar perdas de água pela mesma. Os betões produzidos foram ainda submetidos a mistura manual, com recurso a uma pá, para garantir a adequada homogeneidade da mistura. Figura 3.6 Etapas da amassadura Moldagem e Compactação Depois de realizados os ensaios do betão fresco, procedeu-se à moldagem e posterior compactação por vibração dos mesmos, recorrendo a um vibrador de agulha (Figura 3.7). A vibração, ilustrada na Figura 3.8, foi realizada de acordo com a norma NP EN (2000), ajustando-se o tempo de vibração em função do tipo de mistura. No caso dos betões leves de agregados de massa volúmica reduzida, o tempo de vibração correspondeu a apenas cerca de 10 a 20 segundos, de modo a evitar problemas de segregação. 33

54 Figura 3.7 Vibrador de agulha Figura 3.8 Vibração a duas fases em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha Os moldes preenchidos, regularizados e alisados foram depois cobertos por uma película plástica durante cerca de 24 horas, a fim de garantir a cura e evitar problemas de retracção plástica. Findo esse período, procedeu-se à desmoldagem dos provetes. Para cada mistura, foram produzidos 3 provetes cúbicos de 15cm de aresta para serem ensaiados à compressão aos 28 dias (Figura 3.9 b)). A massa volúmica dos provetes foi determinada com recurso a 2 moldes cúbicos de 10 cm de aresta, para cada composição (Figura 3.9 c)). Para os ensaios de condutibilidade térmica foram utilizados cilindros de 10,5 cm de diâmetro e 25 cm de altura (Figura 3.9 a)). As lajetas produzidas para os ensaios a realizar na câmara climática foram moldadas em cofragens de madeira, propositadamente concebidas para o efeito (Figura 3.9 d)). Figura 3.9 Moldes utilizados na produção dos provetes 34

55 Cura Uma vez desmoldados, os provetes foram individualmente identificados e colocados na câmara de cura (Figura 3.10). Consoante o tipo de ensaio realizado, foram definidos os procedimentos de cura indicados no Quadro 3.9. Figura 3.10 Câmara de cura húmida Quadro 3.9 Processos de cura Ensaio Tipo de molde Dimensões do provete (cm) Processo de cura Massa volúmica cubo plástico 10 x 10 x 10 - cura em câmara húmida com humidade relativa superior a 95% até à idade de ensaio Resistência à compressão Condutibilidade térmica cubo plástico cilindro em PVC molde de madeira 15 x 15 x x 25 corte (10.5x5) 30 x 30 x 8 - cura em câmara húmida com humidade relativa superior a 95% até à idade de ensaio - cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa superior a 95% - corte - 21 dias em câmara húmida com humidade relativa superior a 95% - cura em câmara húmida com humidade relativa superior a 95% Teor de humidade nos ensaios de condutibilidade térmica De modo a analisar a influência do teor de humidade na condutibilidade térmica para diferentes tipos de agregados e relações a/c, foram realizados ensaios em provetes com diferentes teores de humidade, nomeadamente: completamente secos; saturados; dois teores de humidade intermédios. 35

56 Para obter o primeiro teor de humidade intermédio, os provetes saturados foram colocados em estufa a 100ºC durante 6 horas. Findo esse período, estes foram embrulhados em película plástica e deixados em repouso durante 5 dias, sendo então ensaiados, pesados e novamente embrulhados. O segundo estado intermédio foi obtido colocando os provetes referidos no parágrafo anterior novamente em estufa a 100ºC, durante 18 horas. Depois de retirados da estufa foram também embrulhados em película celofane e armazenados numa caixa durante 5 dias, de forma a equilibrar a sua humidade interior. Findo esse período, foram de novo ensaiados e pesados. 3.5 Ensaios de caracterização do betão no estado fresco Os ensaios de caracterização do betão no estado fresco considerados neste trabalho, nomeadamente os ensaios de abaixamento e massa volúmica fresca, são descritos de seguida Ensaio de abaixamento O primeiro dos ensaios no estado fresco realizados após a mistura do betão foi o ensaio de abaixamento. Este foi realizado de acordo com a norma NP EN (2002). Inicialmente o ensaio envolve o preenchimento de um cone metálico de 30 cm de altura, aberto nas extremidades (Figura 3.11). Esse enchimento é feito em 3 camadas, compactadas por apiloamento. Depois de compactado, o molde é removido verticalmente e é registado o valor do abaixamento do betão, calculado através da diferença entre a altura do cone e a altura final do betão, conforme ilustrado na Figura Se o valor do abaixamento do betão não se situar entre 10 e 210 mm, o ensaio é considerado inválido de acordo com a norma NP EN (2005). Figura 3.11 Instrumentos para realização do ensaio de abaixamento Figura 3.12 Medição do abaixamento do betão fresco 36

57 3.5.2 Ensaio de determinação da massa volúmica fresca A massa volúmica no estado fresco foi determinada de acordo com a norma NP EN (2002). Procede-se inicialmente ao preenchimento e compactação (por vibração) de um molde cilíndrico de 10 litros de capacidade (Figura 3.13). Posteriormente, regista-se a massa e determina-se a massa volúmica do betão fresco, pelo quociente entre a massa da amostra e o volume do recipiente. Figura 3.13 Recipiente metálico para determinação da massa volúmica fresca 3.6 Ensaios de caracterização do betão no estado endurecido Neste subcapítulo são descritos os ensaios de caracterização dos betões no estado endurecido que foram efectuados no presente trabalho, nomeadamente os ensaios de massa volúmica, resistência à compressão e de condutibilidade térmica. Estes últimos dividem-se em dois ensaios, recorrendo a um método transiente e a uma adaptação de um método estacionário aplicado a uma parede protótipo inserida em câmara climática Determinação da massa volúmica no estado endurecido A massa volúmica dos betões no estado endurecido foi determinada de acordo com o procedimento descrito na norma NP EN (2001). Procedeu-se à pesagem dos provetes ao ar (m1) e imersos em água (m2). A massa volúmica foi calculada através da expressão 3.4. onde: ρ massa volúmica (kg/m 3 ); m1 massa do provete ao ar (kg); m2 massa do provete imerso (kg). ρ = m 1 m 1 m 2 [kg m 3 ] (3.4) 37

58 3.6.2 Ensaio de resistência à compressão Os ensaios de resistência à compressão foram realizados segundo a norma NP EN (2001). Na realização dos ensaios foi utilizada uma prensa TONI PACT 3000, com capacidade de carga de 3000 KN, e controlo de carga através da unidade FORM + TEST SEIDNER (Figura 3.14). O ensaio foi efectuado em provetes com 28 dias de idade (Figura 3.15 e 3.16). Para cada mistura foram ensaiados 3 provetes cúbicos de 15 cm de aresta. A velocidade de carga do ensaio foi de 13.5 KN/s. Figura 3.14 Ensaio à compressão: prensa e unidade de controlo Figura 3.15 Provete antes do ensaio Figura 3.16 Exemplo de rotura válida num provete de betão leve 38

59 3.7 Ensaios de condutibilidade térmica Foram realizados dois tipos de ensaios de condutibilidade térmica no presente trabalho. O primeiro é um método transiente do tipo MPTS (sonda plana). O segundo método utilizado é uma adaptação de um método estacionário do tipo Heat Flow Meter, que será também descrito de seguida Método transiente de sonda plana A condutibilidade térmica foi determinada com auxílio do equipamento Isomet 2114 da empresa Applied Precision Ltd. (Figura 3.17). Este dispositivo, que tem a vantagem de ser portátil e de fácil e expedita utilização, permite ligar diversas sondas compatíveis. No presente trabalho foi utilizada uma sonda plana de 1 lado com a capacidade de medir condutibilidades térmicas em três gamas diferentes, nomeadamente de 0.04 a 0.3 W/mºC, 0.3 a 2 W/mºC e 2 a 6 W/mºC. Para os ensaios em elementos de betão foram utilizadas as duas últimas gamas do aparelho. Figura 3.17 Isomet 2114 Figura 3.18 Ensaio a decorrer O aparelho apresenta um erro associado para a condutibilidade térmica de 5% de leitura mais W/mºC para valores entre 0.04 e 0.7 W/mºC, e 10% para valores entre 0.7 e 6 W/mºC. A sonda utilizada permite também medir o calor específico volumétrico de amostras entre os 4,0x10 4 e 1.5x10 6 J/m 3 ºC, com um erro de 15% de leitura mais 1x10 3 J/m 3 ºC, e ainda possibilita ensaios com temperaturas entre -20 e 70ºC, com um erro de 1ºC. O dispositivo permite ainda estimar a difusividade térmica a partir dos dois parâmetros anteriores. O procedimento de ensaio consiste: na escolha da gama de medição apropriada; colocação da sonda no provete, com o cuidado de escolher uma zona plana e preferencialmente sem defeitos (Figura 3.18); execução da medição (20 a 30 min); registo de resultados. 39

60 Na realização do ensaio é necessário colocar um material isolante (por exemplo uma placa de XPS ou EPS) por baixo do provete, de modo a não permitir as trocas de calor entre a amostra e a bancada de pedra onde se realizaram os ensaios. Por vezes, a condutibilidade térmica determinada para um dado betão leve esteve próxima dos valores de mudança de gama do aparelho. Se os resultados obtidos não estiverem situados dentro da gama de medição, o ensaio deve ser repetido utilizando outra gama, superior ou inferior. Quando foram ensaiados provetes com teor de humidade elevado, nomeadamente provetes saturados, procedeu-se à colocação de uma pelicula plástica impermeável de espessura muito reduzida entre a sonda e o provete, a fim de evitar possíveis danos na mesma Método estacionário adaptado Câmara Climática O segundo tipo de ensaio de condutibilidade térmica realizado no presente trabalho consistiu numa adaptação de um método estacionário (Heat Flow Meter), cujos condicionalismos e esquema de ensaio serão descritos em seguida. O ensaio foi realizado com recurso a uma câmara climática Fitoclima da empresa ARALAB (Figura 3.19), para fixação da temperatura de um dos lados dos provetes. A temperatura interior estabelecida para os ensaios foi de 40ºC. Neste caso, ao contrário do que acontece no método estacionário convencional (descrito no capítulo 2), apenas foi possível fixar a temperatura de um dos lados do provete (lado quente), sendo o lado frio a temperatura ambiente do laboratório de construção, que em geral apresenta oscilações pouco importantes. Figura 3.19 Câmara climática Figura 3.20 Preparação do molde com termopares no interior 40

61 Os provetes utilizados consistiram em lajetas de 30x30x8 cm, conforme referido em Para cada relação a/c foram produzidas 10 lajetas (2 por cada tipo de agregado), sendo que no interior de uma das lajetas por composição e tipo de agregado foram introduzidos termopares do tipo T, ficando estes igualmente espaçados ao longo da espessura das mesmas (a cada 2 cm), conforme ilustrado na Figura As lajetas, depois de concluído o processo de cura, foram colocadas em estufa a 100ºC durante cerca de 15 dias, garantindo-se que o teor de humidade no seu interior era nulo. A parede montada para cada ensaio foi composta por 8 provetes de betão (das várias misturas) e um provete de PUR (Figura 3.21). Uma vez que existiam, para cada relação a/c, 10 lajetas para 8 espaços, não foram aplicadas uma das lajetas com argex e uma com lytag. Foram assim realizadas 3 montagens, uma para cada relação a/c (0.35, 0.45 e 0.55). O provete de PUR foi escolhido para possibilitar a validação dos fluxos obtidos no ensaio, uma vez que as características térmicas deste material são já bem conhecidas. Uma vez colocadas as lajetas na parede, estas foram seladas em redor por espuma de poliuretano, de modo a não permitir que o calor passasse por algum espaço vazio e não atravessasse toda a espessura das lajetas (Figura 3.22), comprometendo a validade e rigor dos ensaios. Foram colocados termopares do tipo T nas superfícies interior e exterior de cada lajeta, bem como um termopar no interior e um no exterior da câmara. No centro da superfície das lajetas foram colocados fluxímetros Hufseflux, que permitiram medir o fluxo de calor ao longo da espessura das mesmas. Figura 3.21 Montagem das lajetas Figura 3.22 Pormenor de uma das lajetas ensaiadas Todos os fluxímetros e termopares foram ligados a um sistema de aquisição de dados Datataker 85 (Figura 3.23), perfazendo um total de 35 termopares e 9 fluxímetros por cada conjunto de lajetas. Uma vez que o logger não suporta o número de ligações necessárias, foi utilizado um extensor de canais, 41

62 que permite aumentar a sua capacidade original. Os valores dos fluxos e temperaturas foram medidos de minuto a minuto, sendo efectuado o registo das médias dos mesmos de 10 em 10 minutos. Figura 3.23 Datataker DT85 Em geral os ensaios decorreram durante 6 a 7 dias, de modo a permitir que as temperaturas e fluxos atingissem o estado de equilíbrio em todas as lajetas, obtendo-se assim resultados mais fiáveis. 42

63 4 Apresentação de Resultados Apresentam-se neste capítulo os resultados dos ensaios realizados durante a campanha experimental, bem com a sua análise e discussão. Esta análise tem como objectivo caracterizar a condutibilidade térmica de betões estruturais de agregados leves, tendo em consideração diferentes composições e tipos de agregados. Após uma primeira caracterização dos betões no estado fresco (abaixamento, massa volúmica fresca) e no estado endurecido (massa volúmica, resistência à compressão), é analisada a condutibilidade térmica dos BEAL, tendo em consideração diferentes parâmetros, como a massa volúmica, a relação a/c, o teor de humidade e o tipo de agregado. 4.1 Caracterização dos betões no estado fresco No Quadro 4.1 apresentam-se os valores de massa volúmica fresca e do abaixamento do cone de Abrams para cada composição. Quadro 4.1 Características dos betões produzidos: ensaios no estado fresco, massa volúmica seca e resistência à compressão Tipo de agregado A.N. Leca Stalite Lytag Argex Mistura CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I Massa cimento (kg/m 3 ) Volume areia (l/m 3 ) a/c Abaixamento (cm) Massa volúmica fresca (kg/m 3 ) Massa volúmica seca (kg/m 3 ) Resistência à compressão 28 dias (MPa) Eficiência estrutural (f c/ s) (x10 3 m) Os betões foram produzidos com valores de abaixamento, em geral, entre cerca de 100 e 150 mm, a que corresponde a classe de consistência S3, de acordo com a EN 206. Dado se ter alargado o âmbito 43

64 do estudo para diferentes relações a/c, nem sempre foi possível manter condições uniformes de abaixamento, em especial nas misturas de menor compacidade. Nestas misturas, em que não foi utilizado superplastificante, existiu uma menor margem para o acerto do abaixamento, tendo em conta que por razões de planificação do estudo, a relação a/c foi fixada à partida. Constatou-se uma maior tendência para os BEAL apresentarem abaixamentos ligeiramente superiores aos dos BAN de igual composição, o que se justifica pela menor irregularidade e maior especificidade dos agregados leves. Nota-se ainda uma maior variabilidade e mais difícil controlo na trabalhabilidade dos BEAL. Tal justifica-se pelo facto da trabalhabilidade destes betões ser mais sensível a pequenas alterações nas características da pasta e ainda pelo facto de, em especial no caso do Argex, ocorrer absorção de água nos agregados durante a mistura. Como seria natural, a massa volúmica fresca dos betões foi proporcional à massa volúmica dos agregados que os constitui. A incorporação de agregados leves permitiu reduções de massa volúmica desde cerca de 16 a 30%, dependendo do tipo de agregado. A consideração da massa volúmica fresca tende a penalizar a comparação relativa dos BEAL face aos BAN, dado que a absorção de água nos agregados, apesar de não prejudicar a resistência dos betões, incrementa a massa volúmica dos mesmos. Desse modo, a massa volúmica fresca não deve ser considerada para a determinação da eficiência estrutural dos betões, mas assume relevância na estimativa do peso próprio das construções. 4.2 Resistência à compressão e eficiência estrutural Como foi referido no capítulo 3, os ensaios de resistência à compressão foram realizados de acordo com a norma NP EN (2001). Como se pode verificar pelo Quadro 4.1,o presente estudo engloba betões com um vasto leque de resistências e massas volúmicas, tornando-se assim bastante abrangente. Tendo em consideração diferentes tipos de agregados e pastas de compacidade muito distintas, a resistência à compressão variou entre 19.8 MPa e 76.3 MPa, valores que se enquadram no caso mais corrente de utilização de betões para fins estruturais. Assim, foi possível obter misturas com classes de resistência entre C25/30 e C60/75, no caso dos betões com agregados de massa volúmica normal, e classe de resistência entre LC16/18 e LC60/66 para os BEAL. À semelhança do discutido para a massa volúmica fresca, a massa volúmica seca decresceu proporcionalmente com o aumento de porosidade do agregado incorporado nas misturas. No entanto, face ao verificado na massa volúmica fresca, a redução de massa volúmica seca em comparação com os BAN de igual composição foi ligeiramente superior, sendo de 20 a 34%. Tal se justifica pelo facto de durante a secagem ser eliminada a água presente no interior dos agregados leves. Independentemente da relação a/c e tipo de agregado, a resistência dos BEAL foi inferior à dos BAN de igual composição, embora essas diferenças sejam atenuadas nos betões com agregados leves de 44

65 menor porosidade, associados a maiores relações a/c. Isto deve-se ao facto de nesses casos existir uma menor participação dos agregados na resistência à compressão dos betões. No Quadro 4.1 indica-se ainda a eficiência estrutural dos betões, que corresponde ao quociente entre a resistência à compressão e a massa volúmica seca dos mesmos. Neste caso, destaca-se o facto dos BEAL menos porosos evidenciarem sempre eficiências estruturais superiores às dos betões convencionais de massa volúmica normal. Nos betões com agregados de porosidade intermédia (Leca e Lytag) a eficiência estrutural é similar à dos BAN apenas para relações a/c superiores a 0,55. Os BEAL com agregados de maior porosidade (Argex) demonstram ser mais adequados apenas para betões estruturais de fraca resistência. 4.3 Caracterização térmica - método transiente de sonda plana Conforme descrito no capítulo 3, o ensaio de condutibilidade térmica foi realizado pelo método transiente de sonda plana efectuado com o equipamento ISOMET. Em cada mistura, foram efectuadas medições para 4 teores de humidade distintos, a que correspondem: o estado seco, o estado saturado e ainda dois estados higrométricos intermédios. O equipamento exige que a superfície do provete seja aproximadamente plana para a colocação da sonda. Assim, cada provete de 250x100 mm foi cortado em 3 espécimes cilíndricos de 5cm de espessura. Cada bolacha foi então ensaiada, sendo calculada a média dos resultados obtidos nas 3 bolachas de cada mistura, para os vários teores de humidade analisados. O equipamento de ensaio permite obter diversos resultados, entre os quais a condutibilidade térmica (λ), a capacidade térmica volumétrica (cpρ), a difusividade (α) e a temperatura média (Tm). No Quadro 4.2 são apresentados os resultados obtidos nos provetes analisados. Os valores correspondem à média das 3 bolachas de cada composição e, no caso do valor de cpρ, são apresentados os valores de cp (calor específico), obtidos a partir do quociente entre a capacidade térmica volumétrica (cpρ) e a massa volúmica seca do provete (ρs). Os ensaios foram iniciados após os 28 dias de idade, sendo a idade exacta de ensaio, para cada composição e teor de humidade, bastante variável, devido ao elevado número de espécimes ensaiados. 45

66 Quadro 4.2 Propriedades térmicas resultantes do ensaio Isomet Tipo de agregado Mistura a/c ρ s (kg/m 3 ) λ seca (W/mºC) λ sat (W/mºC) C p (J/kgºC) A.N. Leca Stalite Lytag Argex CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I Condutibilidade térmica Devido ao elevado número de provetes e à duração de cada ensaio, os ensaios de condutibilidade térmica foram realizados ao longo de um período alargado de tempo. Assim, de modo a se obterem dados comparáveis foi realizada a conversão dos valores da condutibilidade térmica obtidos para cada temperatura do ensaio (Tm) em valores de condutibilidade térmica de referência a 10ºC, seguindo o procedimento descrito na norma ISO/FDIS (2007) (refira-se que no ITE50 (2006) os valores de referência apresentados têm também como base a mesma temperatura). A conversão é feita multiplicando o valor da condutibilidade térmica obtido no ensaio por três factores, descritos em seguida: Factor idade considerado igual a 1, já que não houve alteração significativa da idade dos provetes; Factor humidade considerado igual a 1, uma vez que o teor de humidade foi constante; Factor temperatura calculado através da expressão

67 Condutibilidade térmica (W/mºC) F T = e (10 T m) (4.1) Em que: FT Factor de temperatura; Tm Temperatura média de ensaio Para a vasta gama de massas volúmicas e resistências à compressão dos betões analisados foi possível obter, como se pode observar no Quadro 4.2, valores de condutibilidade térmica em provetes secos entre 0.87 W/mºC e 1.36 W/mºC nos BEAL e entre 1.86 W/mºC e 2.00 W/mºC nos BAN. Assim, tendo em consideração misturas de igual composição, a incorporação de agregado leve permitiu reduções na condutibilidade térmica de 32 a 53% face aos BAN, sendo essas reduções naturalmente superiores nos BEAL com agregados de maior porosidade. Conforme discutido no capítulo 2, para um dado teor de humidade, a condutibilidade térmica depende principalmente da massa volúmica, sendo ainda afectada por outros factores como a temperatura, a porometria, a composição química e o grau de cristalinidade das fases sólidas presentes (FIP 1983; Holm e Bremner 2000; EuroLightConR2 1998). De acordo com Uysal (2004) a condutibilidade térmica do betão é condicionada pela sua porosidade e pela condutibilidade térmica da estrutura silicatada que compõe a fase sólida. A influência da porosidade na condutibilidade térmica é salientada por vários autores que sugerem a existência de uma relação exponencial entre a condutibilidade térmica e a massa volúmica, independentemente do tipo de betão (Bessenouci et al. 2011, Newman, 1993; Uysal et al., 2004; ACI 213R-03; Valore, 1980). Na Figura 4.1 resumem-se os valores de condutibilidade térmica das várias misturas ensaiadas no presente estudo em função da massa volúmica seca, confirmando-se uma elevada correlação exponencial entre estas propriedades. 2,1 1,9 1,7 y = 0,19e 0,001x R² = 0,90 1,5 1,3 1,1 0,9 0,7 0, Massa volúmica (kg/m 3 ) Figura 4.1 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica 47

68 Condutibilidade térmica seca (W/mºC) Na Figura 4.2 verifica-se que os valores de condutibilidade térmica obtidos no presente estudo são da mesma ordem de grandeza dos reportados por outros autores (FIP 1983, Santos e Matias 2006, ISO/FDIS 10456:2007, Protolab 2014, Zhihua et al. 2006, Van Geem et al. 1982). No entanto, tendo em consideração os vários resultados apresentados, constatam-se coeficientes de condutibilidade, em média, cerca de 20% mais elevados. Esta diferença deverá estar relacionada com o facto do tipo de ensaio realizado no presente estudo ser diferente dos utilizados pelos autores referenciados na Figura 4.2, que se baseiam em métodos estacionários, tendo a maioria optado pelo guarded hot plate method. Conforme discutido em 2.4.1, entre diferentes métodos podem ser observadas importantes diferenças na medição da condutibilidade térmica. Apenas os resultados reportados por Van Geem et al. (1982) foram determinados tendo por base um método transiente, à semelhança do efectuado no presente estudo. De referir ainda que nem todos os resultados indicados correspondem a medições no estado seco. A curva indicada por Newman (1993) foi definida para 3% de teor em água no betão, ao passo que os valores sugeridos pela ISO/FDIS (2007) foram medidos para teores de em água em equilíbrio com um ambiente de 23ºC e 50% de humidade relativa. 2,2 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0, Massa volúmica seca (kg/m 3 ) Presente Estudo - Isomet Espécimes de reduzida dimensão Bogas (2011) FIP (1983) Protolab Zhihua et al (2006) ISO/FDIS (2007) Sengul et al (2010) Akçaozoglu et al (2012) Alengram et al (2013) Lo-Shu et al (1980) Van Geem et al (1982) ACI 213 (1967 de FIP 1983) Newman (1993) Valore (1980) ITE 50 (2006) Lightweight concrete in general (FIP 1983) Figura 4.2 Comparação entre os valores de condutibilidade térmica obtidos no presente estudo e os reportados por outros autores 48

69 Condutibilidade térmica seca (W/mºC) Influência do tipo de agregado A condutibilidade térmica do betão é afectada pelas características térmicas das fases constituintes, nomeadamente a pasta e os agregados. Assim, dado que os agregados ocupam cerca de 65 a 75% do volume do betão, variações introduzidas ao nível das suas propriedades térmicas deverão ter um impacto significativo na condutibilidade térmica do mesmo. Desse modo, a condutibilidade térmica do betão pode ser fortemente afectada pela proporção e tipo de agregado. É reconhecido que a condutibilidade térmica dos agregados é essencialmente afectada pela sua porosidade e composição mineralógica (FIP 1983; Holm e Bremner 2000). Na Figura 4.3 confirma-se que a condutibilidade térmica do betão decresce com o incremento de porosidade do agregado, tendo em conta misturas de igual composição. A elevada correlação observada na figura sugere que a porosidade do agregado é o factor mais relevante nas suas propriedades térmicas. Em média, constatase que ao incremento de 5% na porosidade do agregado corresponde um decréscimo de cerca de 3% na condutibilidade térmica. No entanto importa relembrar que, de entre os agregados analisados, apenas o Lytag não resulta da queima de argila ou ardósia expandida a elevadas temperaturas. Na Figura 4.3 observa-se que é precisamente para este tipo de agregado (47% de porosidade) que parece verificarem-se os maiores desvios face às linhas de tendência. Ou seja, poder-se-iam observar maiores diferenças caso os agregados apresentassem diferenças mais importantes na sua composição mineralógica. 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 a/c 0.35 a/c 0.45 a/c 0.55 a/c , Porosidade do agregado (%) Figura 4.3 Coeficiente de condutibilidade térmica dos BEAL versus nível de porosidade do agregado Na Figura 4.4 apresentam-se os valores da condutibilidade térmica em função do tipo de agregado adoptado no presente trabalho. 49

70 Condutibilidade térmica (W/mºC) 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 Leca Stalite A.N. Lytag Argex 0, Massa volúmica (kg/m 3 ) Figura 4.4 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado Verifica-se que a variação do tipo de agregado, ao fazer variar a massa volúmica, afecta a condutibilidade térmica. No entanto, para diferentes tipos de agregados leves, as diferenças não são muito pronunciadas, sendo geralmente inferiores a cerca de 20% entre os BEAL de maior e menor massa volúmica de igual composição. Para uma dada massa volúmica, a condutibilidade térmica tende a ser superior nos betões com agregados de maior porosidade, o que indicia que não é apenas a massa volúmica global do betão que afecta a sua condutibilidade térmica. De facto, para uma mesma condutibilidade térmica, os betões de agregados menos porosos apresentam maior massa volúmica. Desse modo, as tendências identificadas na Figura 4.4 sugerem que a condutibilidade térmica do betão é igualmente afectada pela composição das suas fases constituintes e não apenas pela sua massa volúmica. Tendo ainda em conta que todos os betões indicados na Figura 4.4 foram produzidos com o mesmo volume de agregado, conclui-se que a condutibilidade térmica foi mais sensível a variações nas características da pasta do que no tipo de agregado. De facto, BEAL com agregados mais porosos e pastas de maior compacidade apresentam condutibilidades térmicas superiores à de betões de igual massa volúmica, mas produzidos com agregados menos porosos e pastas de menor compacidade. Analisando de outra forma, a inclinação da recta de regressão para um dado tipo de agregado é maior do que a correspondente à linha de tendência obtida para diferentes tipos de agregado, mantendo constante a relação a/c. Desse modo, pode-se concluir que para a mesma variação de massa volúmica, uma eventual alteração nas características da argamassa (variação de a/c ou volume de pasta) assume maior relevância na condutibilidade térmica do que o tipo de agregado. Tendo em consideração que a resistência mecânica e a massa volúmica são propriedades que evoluem em sentidos opostos ao da condutibilidade térmica, é difícil definir a melhor solução que permite atingir 50

71 Condutibilidade térmica (W/mºC) um melhor compromisso entre estas duas propriedades. Dando igual relevância à eficiência estrutural e à capacidade de isolamento térmico, verifica-se que o melhor rácio entre estas propriedades é obtido nos BEAL com Stalite (2,2), seguido dos BEAL com Lytag e Leca (2,1), BEAL com Argex (1,7) e finalmente nos BAN (1,4). Estes resultados apontam para a elevada potencialidade dos BEAL de maior massa volúmica, em face das exigências estruturais e funcionais das novas construções Influência da relação a/c Na Figura 4.5 apresentam-se os resultados da condutibilidade térmica em função da relação água/cimento. Verifica-se que a compacidade da pasta afecta a condutibilidade térmica, estando as misturas de menor a/c associadas a menor capacidade de isolamento térmico. De facto, para um dado valor de massa volúmica, a condutibilidade térmica tende a ser menor nas misturas de maior a/c, independentemente do tipo de agregado. Estes resultados corroboram o facto da condutibilidade térmica depender da porosidade das fases constituintes do betão. Demonstra-se também, uma vez mais, que a variação de porosidade ou massa volúmica atingida ao nível da pasta parece assumir maior relevância na condutibilidade térmica do que variações similares de porosidade ao nível do agregado. 2,50 2,00 1,50 1,00 0,50 a/c = 0.35 a/c = 0.45 a/c = 0.55 a/c = , Massa volúmica (kg/m 3 ) Figura 4.5 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c Contrariando a tendência geral observada, a condutibilidade térmica dos betões com relação a/c de 0.65 foi ligeiramente superior à das misturas com a/c de Este fenómeno deverá resultar da variação ocorrida na relação areia/pasta entre os dois tipos de misturas. De facto, dado que o volume de pasta entre misturas é diferente e a quantidade de agregado grosso é idêntica, a mistura que apresenta maior teor de areia (betões de a/c=0.65) tenderá a apresentar maior condutibilidade térmica. Este efeito terá compensado a maior porosidade das pastas com a/c de Entre as relações a/c de 0.35, 0.45 e 0.55 predomina a porosidade da pasta como factor mais relevante, visto que as variações no rácio volume de areia/volume de pasta foram menos importantes. 51

72 Influência do teor de humidade A variação da condutibilidade térmica em função do teor de humidade pode ser traduzida através do factor Ks, que representa a percentagem de aumento da condutibilidade térmica por cada 1% de incremento no teor de humidade do betão. Para calcular o factor Ks foi medida a condutibilidade térmica dos provetes para quatro teores de humidade distintos, sendo dois deles o estado saturado e seco e os outros dois estados higrométricos intermédios. Tal como descrito no capítulo 3, o primeiro teor de humidade intermédio foi obtido após os provetes saturados terem sido colocados em estufa a 100ºC durante 6 horas. Findo esse período, os provetes foram embrulhados em película plástica e deixados em repouso durante 24 horas, sendo então ensaiados, pesados e novamente embrulhados. O segundo estado intermédio foi obtido colocando os provetes referidos no estado higrométrico anterior novamente em estufa a 100ºC, durante mais 17 horas. Depois de retirados da estufa foram embrulhados e após cerca de 24 horas, foram de novo ensaiados e pesados. O teor de humidade foi calculado através do modelo gravimétrico, de acordo com a norma NP 956, a partir da massa dos provetes (Mi) e da sua massa no estado seco (Mseca), conforme indicado na equação (4.2). TH(%) = M i M seca M seca 100 (4.2) Na Figura 4.6 ilustra-se um exemplo dos gráficos obtidos para a relação entre a condutibilidade térmica relativa ao estado seco e o teor de humidade do betão. Como é bem conhecido, a secagem dos BEAL desenvolve-se em duas etapas que envolvem taxas de secagem distintas. Numa primeira fase, mal se inicia a secagem do betão, a água no interior dos agregados tende a migrar para a pasta por efeito de capilaridade (Smeplass 2000). Nesse sentido, a primeira fase de secagem corresponde à perda de água por parte dos agregados, ocorrendo só depois a secagem progressiva da pasta. Desse modo, observa-se uma transição nas curvas apresentadas na Figura 4.6, podendo cada mistura estar associada a dois valores distintos de Ks. Por outras palavras, a variação do teor de humidade ocorrida ao nível do agregado tem uma influência diferente na condutibilidade térmica face às alterações do teor de humidade ao nível da pasta. Uma mesma variação do teor de humidade ao nível do agregado conduz a menores alterações na condutibilidade térmica do betão. Dado que na maioria das situações reais em que a capacidade de isolamento térmico é relevante, os betões encontram-se parcialmente secos, apenas no interior de grandes massas de betão os agregados deverão manter-se saturados. Como tal, no cálculo do Ks optou-se por considerar apenas a segunda fase de secagem (da pasta), sendo assim excluído o valor de condutibilidade térmica dos provetes em estado saturado. 52

73 λ (W/mºC) λ (W/mºC) λ (W/mºC) λ (W/mºC) / seco (%) 2,0 1,9 1,8 1,7 Lytag CEM I ,6 Lytag CEM I ,5 1,4 Lytag CEM I ,3 1,2 1,1 1, Teor de humidade (%) Figura 4.6 Relação entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade (BEAL de Lytag) A determinação de Ks foi efectuada a partir das Figura 4.7 a 4.10, sendo dado pelo valor da inclinação das rectas de regressão (linear) das várias misturas. Os seus resultados são resumidos no Quadro ,8 1,7 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 y = 0,048x + 1,161 y = 0,0559x + 1,0526 y = 0,069x + 1,0164 Leca 0.35 y = 0,0623x + 0,9414 Leca 0.45 Leca 0.55 Leca ,0 5,0 10,0 Teor de humidade (%) 1,8 1,7 1,6 1,5 1,4 1,3 1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 y = 0,059x + 1,3554 y = 0,059x + 1,1884 y = 0,1051x + 1,1104 y = 0,0568x + 1,0023 0,0 5,0 10,0 Teor de humidade (%) Stalite 0.35 Stalite 0.45 Stalite 0.55 Stalite 0.65 Figura 4.7 Valores de K s nos provetes de Leca Figura 4.8 Valores de K s nos provetes de Stalite 1,8 1,7 1,6 1,5 1,4 y = 0,0748x + 1,1408 y = 0,0587x + 1,1576 Figura 4.9 Valores de K s nos provetes de Lytag y = 0,0526x + 0,9322 1,3 y = 0,0868x + 0,9464 Lytag ,2 Lytag ,1 1,0 Lytag ,9 Lytag ,8-3,0 2,0 7,0 12,0 Teor de humidade (%) 1,5 1,4 1,3 y = 0,0489x + 1,1302 y = 0,0577x + 0,9648 y = 0,0524x + 0,8664 1,2 y = 0,0675x + 0,8926 1,1 Argex 0.35 Argex ,0 Argex ,9 Argex ,8 0,0 5,0 10,0 Teor de humidade (%) Figura 4.10 Valores de K s nos provetes de Argex 53

74 Quadro 4.3 Condutibilidade térmica com diferentes teores de humidade e valores de K s Tipo de agregado Leca Stalite Lytag Argex a/c λ seca (W/mº C) M média (g) TH (%) λ int1 (W/mº C) M média (g) TH (%) λ int2 (W/mº C) M média (g) TH (%) K s Independentemente da composição e tipo de agregado verifica-se uma relação linear entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade (Figura 4.7 a 4.10). Dependendo da composição do betão, os valores de K s variam entre e 0.091, não sendo possível constatar qualquer relação entre este parâmetro e o tipo de agregado. Apenas se constata que K s tende a aumentar com o incremento da relação a/c Figura 4.11, ou seja, a variação do coeficiente de condutibilidade com o teor de humidade tende a ser superior nos betões de menor compacidade. Os valores obtidos significam que para cada incremento de 1% no teor de humidade do betão ocorre, em média, um aumento respectivo de 4.8 a 9.1% na condutibilidade térmica. Estes valores são da mesma ordem de grandeza dos sugeridos no ACI213 et al. (2003), em que para betões de baixa a moderada resistência (fc<40 MPa) são indicadas variações de 6 a 9% no coeficiente de condutibilidade térmica por cada 1% de alteração no teor de humidade. Na Figura 4.11 constata-se que, mantendo constante a relação a/c, existe uma fraca variação de Ks com a massa volúmica. Por outro lado, conforme referido anteriormente, o valor de Ks tende a aumentar com o incremento da relação a/c. Isso sugere que a compacidade da pasta deverá ser o factor mais condicionante na variação de Ks entre misturas. 54

75 Calor específico (J/kgºC) 0,100 0,090 K s 0,080 0,070 0,060 0,050 0,040 0,030 0,020 0,010 0, Massa volúmica (Kg/m 3 ) a/c 0.35 a/c 0.45 a/c 0.55 a/c 0.65 Linear (a/c 0.35) Linear (a/c 0.45) Linear (a/c 0.55) Linear (a/c 0.65) Figura 4.11 Relação do K s com a massa volúmica das amostras, em função da relação a/c Calor Específico Em média, o calor específico medido nos BEAL foi de 1018 J/KgºC nos betões com Argex, 967 J/KgºC nos betões com Leca, 917 J/KgºC nos betões com Lytag e 894 J/KgºC nos betões com Stalite (Quadro 4.2). No caso das misturas de referência com agregados de massa volúmica normal, o valor médio obtido foi de 740 J/KgºC. Pode ser observado na Figura 4.12 que os valores desta propriedade diminuem de forma aproximadamente linear com o aumento da massa volúmica. A tendência observada está de acordo com o reportado por outros autores (FIP 1983; Van Geem e Fiorato 1983; Neville 1995), justificando-se pelo facto de betões com maior massa volúmica, ao serem mais condutores, necessitarem de menor quantidade de energia para elevar a sua temperatura R² = 0, Massa volúmica (Kg/m 3 ) Figura 4.12 Relação do calor específico com a massa volúmica 55

76 4.3.3 Outras características térmicas A difusividade e a inércia térmica são outras propriedades que, a par da condutibilidade e do calor específico, permitem uma melhor compreensão do desempenho térmico dos materiais e, consequentemente, dos edifícios. A difusividade térmica,, permite descrever a forma como o calor se difunde através do material, dando uma ideia da rapidez com que se processa a transferência de calor no seu interior. Desse modo, este parâmetro controla a taxa de variação da temperatura num material. Esta propriedade pode ser determinada de acordo com a expressão 4.6, dependendo da condutibilidade térmica,, e do calor específico volumétrico,.c p, que traduz a quantidade de energia térmica necessária para aumentar a temperatura de um volume unitário de material. α = ρ. c p [m 2 /s] (4.6) Por sua vez, a inércia térmica, I T, dá uma ideia da capacidade de armazenamento de energia de um material, estando também relacionada com a resistência oferecida pelo material a uma dada variação de temperatura. Materiais com elevada inércia térmica oferecem grande resistência a flutuações de temperatura. A inércia térmica pode ser determinada de acordo com a expressão 4.7, sendo directamente proporcional à raiz quadrada da difusividade térmica,, de acordo com a expressão 4.8. Materiais com elevada inércia térmica também são caracterizados por dificultar o estabelecimento de regimes estacionários. I T =.. c p [J. m 2. ºC 1. s 1 2] (4.7) I T =. c p α [J. m 2. ºC 1. s 1 2] (4.8) No Quadro 4.4 resumem-se os valores obtidos para a difusividade e inércia térmica dos vários betões analisados no presente estudo. No Quadro 4.4 também se apresentam os valores do calor específico volumétrico,.c p, para o qual elevados valores estão associados a maiores tempos necessários para o sistema atingir o equilíbrio. 56

77 Quadro 4.4 Resumo das principais propriedades térmicas dos betões estudados Tipo de agregado A.N. Leca Stalite Lytag Argex a/c ρ s (kg/m 3 ) λ seca (W/m.ºC) (x10-6 m 2 /s) I T (J.m -2 ºC -1.s -1/2 ) c p (J/kg.ºC) c p (x10 3 J/m 3. ºC) Por análise do Quadro 4.4, constata-se que os betões de massa volúmica normal estão associados aos maiores valores de inércia térmica, difusibilidade térmica e calor específico volumétrico, embora a importância dessas diferenças varie entre estas propriedades. A difusividade térmica dos BEAL face aos BAN tende a ser 41.5, 44.5, 45.0 e 49.9% inferior nos betões com Stalite, Lytag, Leca e Argex, respectivamente. Por sua vez, a inércia térmica dos BEAL face aos BAN tende a ser 25.2, 27.7, 29.8 e 33.4% inferior nos betões com Stalite, Lytag, Leca e Argex, respectivamente. Em suma, a difusividade e a inércia térmica variam de forma inversamente proporcional com o incremento de porosidade dos agregados leves. Isso significa que os BEAL podem apresentar, em média, uma capacidade de armazenamento de energia cerca de 25-35% inferior à dos BAN, mas permitem reduzir a velocidade de transferência de calor em cerca de 40-50%, dependendo do tipo e composição dos betões leves. Relativamente à capacidade térmica volumétrica, constata-se que esta é relativamente semelhante entre betões, observando-se apenas uma redução média de 2 a 6% nos BEAL. 57

78 4.4 Caracterização térmica - método fluximétrico (câmara climática) Numa segunda fase da campanha experimental foi realizado um ensaio complementar baseado num tipo de método fluximétrico. O ensaio foi realizado com recurso a uma câmara climática de acordo com esquema descrito em 3.7.2, tendo-se estabelecido uma temperatura interior fixa de 40ºC durante o mesmo. Uma vez que apenas se podia fixar a temperatura no interior da câmara, não foi possível controlar a temperatura do lado exterior dos provetes, em que estes se encontravam sujeitos à temperatura ambiente do laboratório de construção do DECivil. Desse modo, não foi possível garantir com rigor as condições desejadas de regime estacionário. Realizaram-se três ensaios com esta metodologia, um para cada uma das relações a/c estudadas, cujos resultados se apresentam nos subcapítulos seguintes. Cada ensaio envolveu a consideração em simultâneo de nove lajetas de 30x30 cm 2 de área instalados numa parede dupla de alvenaria com isolamento de XPS que materializava a separação entre o ambiente de temperatura controlada no interior da câmara e o ambiente exterior. As nove lajetas incluem dois espécimes por cada tipo de agregado analisado, excepto nos casos da Argex e Lytag em que apenas se considerou um espécime. Nos ensaios acrescentou-se ainda um provete de poliuretano (PUR) cujo objectivo visava ensaiar um material cujas propriedades térmicas são perfeitamente conhecidas, servindo de provete de referência para controlo do ensaio e para efeitos comparação de resultados. Os provetes foram preparados segundo o procedimento descrito em e posteriormente instalados na parede, como se pode observar na Figura O posicionamento das várias lajetas na parede, que se manteve idêntico para os 3 conjuntos de ensaios realizados, é apresentado na Figura Figura 4.13 Posicionamento das lajetas durante o ensaio realizado com base no método fluximétrico (face exterior da parede): 1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6- Referência; 7-Leca; 8-Argex; 9-Stalite 58

79 Cada ensaio durou entre cerca de 6 a 7 dias, tendo sido registadas, ao longo do tempo, as temperaturas ambiente interior e exterior, as temperaturas superficiais interiores e exteriores e os fluxos de calor em cada um dos 9 provetes. Os registos foram efectuados desde que a câmara foi ligada até quando, após esta ter sido desligada, a temperatura dos provetes estabilizou novamente. Para além disso, foram ainda registadas, no mesmo intervalo de tempo, as temperaturas no centro e a 1/4 e a 3/4 da espessura de 5 das 9 lajetas, correspondendo a um dos espécimes ensaiados por cada tipo de agregado. A duração adoptada para os ensaios permitiu garantir um período mínimo de 48 horas em que os fluxos e as temperaturas apresentam-se praticamente estabilizadas em todas as lajetas. Para minimizar os erros relacionados com o facto da temperatura exterior do ensaio não ser completamente constante ao longo do dia foram tomadas precauções na escolha dos dias de ensaio, permitindo que as 48 horas de equilíbrio coincidissem com os dias em que a actividade no laboratório era mais reduzida e as portas para o exterior se encontravam fechadas (durante o fim-de-semana), permitindo assim que a temperatura exterior fosse mais regular. Os resultados, monitorizados durante estas 48 horas foram os utilizados no cálculo da condutibilidade térmica dos betões ensaiados. Os vários dados recolhidos durante o ensaio, para cada tipo de agregado e relação a/c, são apresentados nos gráficos das Figura 4.14 a Indicam-se as temperaturas na superfície exterior e interior das lajetas ao longo do tempo (Figura 4.14, 4.17 e 4.19), bem como os fluxos de calor através das mesmas (Figura 4.15, 4.18 e 4.20). Nas figuras apresenta-se apenas o troço inicial e final das curvas, remetendo-se para anexo as curvas completas. Os dados relativos à temperatura no interior dos provetes são também apresentados no Anexo A1. 42 Temperatura (ºC) /07/15 14:40: /07/15 18:50: /07/15 23:00: /07/16 03:10: /07/16 07:20: /07/16 11:30: /07/ /07/20 15:40: :00: /07/ /07/20 19:50: :10: /07/20 11:20: /07/20 15:30: /07/20 19:40: /07/20 23:50: /07/21 04:00: /07/21 08:10: /07/21 12:20: /07/21 16:30: /07/21 20:40: /07/22 00:50: /07/22 05:00: /07/22 09:10: Interior Geral Exterior Geral 1 PUR int 1 PUR ext 2 Stalite int 2 Stalite ext 3 Referência int 3 Referência ext 4 Leca int 4 Leca ext 5 Lytag int 5 Lytag ext 6 Referência int 6 Referência ext 7 Leca int 7 Leca ext 8 Argex int 8 Argex ext 9 Stalite int 9 Stalite ext Figura 4.14 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.35: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 59

80 90 Fluxo (W/m2) Stalite 3 Referência 4 Leca 5 Lytag 6 Referência 7 Leca /07/15 14:40: /07/15 18:50: /07/15 23:00: /07/16 03:10: /07/16 07:20: /07/16 11:30: /07/20 07:10: /07/16 15:40: /07/20 11:20: /08/20 12:10: /07/20 15:30: /08/20 16:20: /08/20 20:30: /07/20 19:40: /08/21 00:40: /07/20 23:50: /08/21 04:50: /07/21 04:00: /08/21 09:00: /08/25 04:40: /07/21 08:10: /08/25 08:50: /07/21 12:20: /08/25 13:00: /07/21 16:30: /08/25 17:10: /08/25 21:20: /08/26 01:30: /08/26 05:40: /08/26 09:50: /08/26 14:00: /08/26 18:10: /08/26 22:20: /08/27 02:30: /08/27 06:40: Temperatura (ºC) 2015/07/21 20:40: /07/22 00:50: /07/22 05:00: /07/22 09:10: argex 9 Stalite Figura 4.15 Fluxos de calor com a/c = 0.35: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas Interior Geral 38 Exterior Geral 1E PUR int 36 1E PUR ext 34 2E Stalite int 2E Stalite ext 32 3E Referência int E Referência ext 4E Leca int 4E Leca ext 26 6E Referência int 24 6E Referência ext 7E Leca int 22 7E Leca ext 9E Stalite int 9E Stalite ext Figura 4.16 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 60

81 2015/07/01 23:40: /07/02 03:50: /07/02 08:00: /07/02 12:10: /07/02 16:20: /07/02 20:30: /07/06 20:20: /07/03 00:40: /07/ /07/05 00:30: :30: /07/ /07/06 04:40: :40: /07/ /07/06 08:50: :50: /07/ /07/06 13:00: :00: /07/ /07/06 17:10: :10: /07/ /07/06 21:20: :20: /07/ /07/07 01:30: :30: /07/ /07/07 05:40: :40: /07/ /07/07 09:50: :50: /07/ /07/07 14:00: :00: /07/ /07/07 18:10: :10: /07/ /07/07 22:20: :20: /07/08 01:30: /07/08 05:40: /07/08 09:50: /07/08 14:00: /07/08 18:10: /07/08 22:20: Temperatura (ºC) PUR 70 Fluxo (W/m2) Stalite 3 Referência 30 4 Leca 20 6 Referência /08/20 12:10: /08/20 16:20: /08/20 20:30: /08/21 00:40: /08/21 04:50: /08/21 09:00: /08/21 13:10: /08/25 08:50: /08/25 13:00: /08/25 17:10: /08/25 21:20: /08/26 01:30: /08/26 05:40: /08/26 09:50: /08/26 14:00: /08/26 18:10: /08/26 22:20: /08/27 02:30: /08/27 06:40: Leca 9 Stalite Figura 4.17 Fluxos de calor com a/c = 0.45: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas Interior Geral Exterior Geral 1E PUR int 1E PUR ext 2E Stalite int 2E Stalite ext 3E Referência int 3E Referência ext 4E Leca int 4E Leca ext 5E Lytag int 5E Lytag ext 6E Referência int 6E Referência ext 7E Leca int 7E Leca ext 8E Argex int 8E Argex ext 9E Stalite int 9E Stalite ext Figura 4.18 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.55: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 61

82 PUR 2 Stalite Fluxo (W/m2) Referência 4 Leca 5 Lytag 6 Refêrencia 7 Leca /07/01 23:40: /07/02 03:50: /07/02 08:00: /07/02 12:10: /07/02 16:20: /07/02 20:30: /07/03 00:40: /07/03 04:50: /07/ /07/05 04:40: :30: /07/ /07/06 08:50: :40: /07/ /07/06 13:00: :50: /07/ /07/06 17:10: :00: /07/ /07/06 21:20: :10: /07/ /07/06 01:30: :20: /07/ /07/07 05:40: :30: /07/ /07/07 09:50: :40: /07/ /07/07 14:00: :50: /07/ /07/07 18:10: :00: /07/ /07/07 22:20: :10: /07/07 21:20: argex 2015/07/08 01:30: /07/08 05:40: Stalite 2015/07/08 09:50: /07/08 14:00: Figura 4.19 Fluxos de calor com a/c = 0.55: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas Devido a problemas ocorridos no equipamento, nos ensaios realizados aos betões com a/c de 0.45 não se registam os valores referentes às lajetas com Lytag e Argex nas Figuras 4.17 e No Anexo A1 apresentam-se os valores obtidos num ensaio complementar realizado para estas duas composições. Tendo por base as propriedades térmicas dos vários tipos de betões estudados, indicadas no Quadro 4.4, é possível confirmar alguns aspectos interessantes que se realçam nas Figuras 4.15 a A partir dos gráficos de fluxos de calor (Figuras 4.16, 4.18 e 4.20) confirma-se que as misturas de maior massa volúmica e condutibilidade térmica (BAN e BEAL com Stalite) apresentam os valores de fluxo mais elevados. Da mesma forma, as misturas de menor massa volúmica (BEAL com Argex ou Leca) apresentaram os menores fluxos de calor. De facto, as misturas de maior massa volúmica estão associadas aos maiores valores de condutibilidade térmica,, (Quadro 4.4). As diferenças de fluxo que se observam são maiores dos BAN para os BEAL do que entre os diferentes BEAL, o que se prende com o facto das diferenças de dos BEAL face aos BAN, serem em média de 45%, ao passo que entre os vários BEAL, são no máximo de 18%. Outro aspecto interessante é que a taxa de incremento/decréscimo de fluxo de calor, bem como a taxa de incremento/decréscimo da temperatura na superfície exterior, são mais elevadas nos betões normais (inclinação das curvas nos troços iniciais e finais do gráfico). Tal poderá ser justificado pelo facto da difusividade térmica,, nos betões convencionais ser, em média, cerca de 83% superior à dos BEAL, o que significa uma maior taxa de transferência de calor através dos espécimes. De entre os 62

83 restantes betões, a tendência verificada é para que os betões de menor massa volúmica, associados a menores difusividades, apresentem as menores taxas de incremento/decréscimo de fluxo de calor e de temperatura exterior, Em relação ao período de tempo necessário para que os provetes atinjam as condições de equilíbrio, verifica-se que este foi aproximadamente semelhante entre as várias misturas. Tal deverá resultar do facto da capacidade térmica volumétrica dos BAN ser praticamente semelhante à dos BEAL (diferenças médias de cerca de 5%). Conforme referido em 4.3.3, isso sugere, que os BAN e os BEAL requerem aproximadamente o mesmo tempo para atingirem o equilíbrio. Após se atingir o regime estacionário, de acordo com a equação de fluxo de calor em regime permanente (equação 2.5), seria de esperar que os betões de maior massa volúmica apresentassem maiores temperaturas na superfície exterior, conforme se confirma nas Figuras 4.15 a No entanto, seria igualmente expectável que os betões de maior massa volúmica apresentassem as temperaturas da superfície interior mais baixas, o que não se veio a verificar. Curiosamente, observa-se inclusive que a temperatura na superfície interior tende a diminuir com o decréscimo da massa volúmica do betão. Porém, nos provetes de referência em poliuretano, o aumento da temperatura superficial interior já foi evidente, conforme seria de esperar, tendo em conta os menores valores de fluxo de calor associados a estes elementos. Uma possível explicação para este fenómeno prende-se com o facto das temperaturas superficiais interiores serem afectadas pelo escoamento de ar imposto pelo ar condicionado no interior da câmara. Na equação de fluxo de calor em regime estacionário admite-se que a resistência térmica superficial interior, Rsi, é constante. No entanto, esta hipótese é difícil de garantir, uma vez que devido ao escoamento de ar introduzido pelo sistema de ar condicionado, podem ocorrer variações no Rsi, em cada um dos provetes. Desse modo, procedeu-se ao cálculo de Rsi em cada lajeta (equação 4.6), a partir dos valores de fluxo (q) e das temperaturas interior (Ti) e superficial interior (Tsi), tendo-se verificado que os seus valores se encontravam entre 0.05 e 0.12 m 2.ºC/W, sendo inferiores nas posições 4 e 7, e superiores nas posições 3, 6 e 9 da parede (Figura 4.13). Com auxílio de um anemómetro de fio quente TAS da Airflow, também se verificou que as velocidades do ar interior da câmara climática eram superiores nas posições 3, 6 e 9, o que confirma os resultados anteriores. É de notar que o regulamento em vigor, REH (2013), estabelece o valor padrão de Rsi em 0.13 m 2.ºC/W. R si = T i T si q (4.9) Refira-se ainda que, mesmo no período estabilizado, são observadas oscilações cíclicas da temperatura ambiente exterior e das temperaturas superficiais exteriores das lajetas. Isto deve-se ao facto de, como já foi referido no capítulo 3, a temperatura exterior do ensaio ser a temperatura ambiente do Laboratório de Construção, sendo as oscilações de temperatura resultantes dos ciclos diários de 63

84 Temperatura (ºC) dia e noite. Por comparação com a curva exterior geral de temperatura (Figuras 4.15, 4.17 e 4.19), constata-se que a curva de evolução da temperatura no poliuretano é praticamente idêntica, ao passo que os picos de temperatura nos betões de maior massa volúmica tendem a ser mais amortizados. Ou seja, o PUR parece reagir de forma mais rápida a rápidas variações de temperatura, ao passo que os BAN são menos sensíveis a este fenómeno (menor amplitudes térmicas entre ciclos de dia e noite). Esta característica evidenciada pelos BAN deverá estar relacionada com a sua maior inércia térmica, conforme discutido em Por sua vez, um pequeno aumento/redução na temperatura exterior está associado a um maior decréscimo/incremento do fluxo de calor nos betões normais, sendo praticamente desprezável a variação de fluxo no provete de poliuretano. Neste caso, o fenómeno deverá estar associado à maior difusividade identificada nos BAN (Quadro 4.4). Para além das temperaturas superficiais monitorizaram-se também as temperaturas no interior das mesmas, para cinco dos nove provetes, testados em cada ensaio. Nas Figura 4.20, Figura 4.21 e Figura 4.22 são apresentados os gráficos das temperaturas ao longo da espessura das lajetas, para cada relação a/c e tipo de agregado. 40,0 38,0 Referência 36,0 Stalite 34,0 32,0 Interior Exterior Lytag Leca Argex 30,0 28,0 Linear (Referência) Linear (Stalite) Linear (Lytag) 26,0 24, Distância (cm) Linear (Leca) Linear (Argex) Figura 4.20 Temperaturas no interior das lajetas a/c =

85 Temperatura (ºC) Temperatura (ºC) 40,0 38,0 Referência 36,0 Stalite 34,0 32,0 Interior Exterior Lytag Leca Argex 30,0 28,0 Linear (Referência) Linear (Stalite) Linear (Lytag) 26,0 24, Distância (cm) Linear (Leca) Linear (Argex) Figura 4.21 Temperaturas no interior das lajetas a/c = ,0 38,0 Referência 36,0 Stalite 34,0 32,0 Interior Exterior Lytag Leca Argex 30,0 28,0 Linear (Referência) Linear (Stalite) Linear (Lytag) 26,0 24, Distância (cm) Linear (Leca) Linear (Argex) Figura 4.22 Temperaturas no interior das lajetas a/c = 0.55 Em todos os ensaios realizados, a temperatura de cada lajeta decresce linearmente ao longo da sua espessura, o que indica que se deverá ter atingido um regime praticamente estacionário, em que o fluxo de calor é aproximadamente constante. O declive das linhas de desenvolvimento da temperatura na espessura dos provetes tende a aumentar nos betões de menor massa volúmica, dado que estão associados a menores condutibilidades térmicas. 65

86 Devido à oscilação da temperatura exterior ao longo do tempo, com alguma frequência constata-se que a temperatura superficial exterior apresenta um ligeiro desfasamento da linha de tendência linear que define a evolução de temperatura no interior dos provetes. Este fenómeno tende a ser mais evidente nos betões de maior massa volúmica dado que, conforme referido, ao apresentarem maior inércia térmica, reagem mais lentamente a variações ocorridas na temperatura exterior (Figura 4.21 a 4.23). Estas diferenças condicionam ligeiramente o cálculo rigoroso do coeficiente de condutibilidade térmica, dado que introduzem pequenos desfasamentos face à curva real de evolução da temperatura ao longo da parede. Nestas condições, o erro associado à determinação do coeficiente de condutibilidade térmica tende a ser superior nos BAN, dado estarem mais sujeitos a estes fenómenos. Para reduzir os erros associados a este problema, adoptou-se o método referido em para o cálculo do coeficiente de condutibilidade térmica. Um dos cuidados considerados na montagem do ensaio foi o de garantir que as juntas na zona em redor de cada lajeta estavam devidamente seladas, tal como referido no capítulo 3. Assim, durante a execução dos ensaios foi utilizada uma câmara termográfica para verificar se a temperatura na área exposta das lajetas era uniforme e, como tal, não existiam zonas de ponte térmica relevantes, o que comprometeria os resultados. Na Figura 4.23 estão representadas, a título de exemplo, as termografias da face exterior de duas das lajetas, uma com Leca e outra com agregado natural, respectivamente. Confirma-se que a temperatura é aproximadamente uniforme em toda a área da face da lajeta, para as várias situações, o que comprova que o isolamento e selagem laterais foram eficazes e o fluxo térmico foi uniformemente. Tal como referido anteriormente, e observado no provete de PUR nas Figuras 4.15, 4.17 e 4.19, a região de poliuretano em volta das lajetas, devido à sua reduzida condutibilidade térmica, apresenta temperaturas superficiais exteriores bastante inferiores (Figura 4.23). a) b) Figura 4.23 Termografia da face exterior das lajetas de: a)beal com Leca; b) Betão normal de referência Nas Figura 4.24, 4.26 e 4.27 são apresentados termogramas gerais das paredes, para cada uma das relações a/c ensaiadas. Note-se que as imagens apresentam uma paleta de cores diferente para as mesmas temperaturas, uma vez que a escala do equipamento se ajustava à envoltente. Confirma-se 66

87 que as temperaturas superficiais mais elevadas ocorrem nas lajetas com maior massa volúmica, colocadas nas posições 2, 3, 6 e 9 (BAN e BEAL com Stalite), o que está de acordo com os valores determinados e indicados nas Figuras 4.21 a As menores temperaturas observadas na parede e na região em redor das lajetas confirmam que o fluxo de calor se deu principalmente pelas lajetas, não havendo perdas significativas pela envolvente. Figura 4.24 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.35 Figura 4.25 Termograma do ensaio das lajetas com a/c =

88 Figura 4.26 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.55 Este assunto será novamente abordado mais adiante, quando se discutirem melhor as distribuições das temperaturas superficiais interiores ao nível das lajetas. Na Figura 4.27, indica-se a distribuição de temperaturas na superfície interior das lajetas, após estas atingirem o regime praticamente estacionário. Conforme referido, ao contrário do esperado, estas temperaturas foram superiores nos betões de maior massa volúmica. No entanto, importa referir, uma vez mais, que o posicionamento das lajetas correspondentes às misturas de maior massa volúmica coincidiu com a região da parede sujeita às maiores velocidades de escoamento de ar, ou seja, maiores trocas por convecção. Conforme observado na Figura 4.27 esta região foi mais afectada pelo escoamento de ar proveniente do ar condicionado colocado no topo da câmara, constatando-se um crescimento progressivo das temperaturas da direita para a esquerda e de baixo para o topo da parede. Este padrão foi verificado para os 3 conjuntos de ensaios realizados na câmara, em que se manteve sempre o mesmo posicionamento para os diferentes tipos de agregados utilizados. 68

89 ºC ºC ºC ºC ºC ºC ºC ºC ºC Tendência geral das temperaturas superficiais interiores Figura 4.27 Temperaturas superficiais no interior da parede ensaio das lajetas com relação a/c = 0.45 (1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6-Referência; 7-Leca; 8-Argex; 9- Stalite) Condutibilidade térmica - fluxímetros A condutibilidade térmica das lajetas ensaiadas nesta fase da campanha experimental foi obtida através dos valores de fluxo e temperaturas superficiais medidas em cada lajeta. Uma vez que os valores de fluxos de calor e de temperaturas superficiais não são totalmente constantes ao longo do tempo, devido à variação diária da temperatura exterior, optou-se por aplicar o método da Média Progressiva, descrito na norma EN ISO 9869:1994 e utilizado por exemplo por Asdrubali et al. (2014) e Valadas (2014). O método da Média Progressiva consiste no cálculo fluxo de calor (q), para cada instante, através da média dos seus valores nos instantes anteriores, como representado na expressão 4.7. q i+1 = q i + q i 1 + q i 2 + i (4.10) O cálculo da condutibilidade térmica (λ) foi efectuado através da expressão 4.8. O valor de λ foi posteriormente convertido para 10ºC, seguindo o mesmo procedimento da norma ISO/FDIS (2007), tal como explicado em Para a temperatura de ensaio (necessária para a conversão) foi utilizado o valor médio das temperaturas superficiais exterior e interior de cada lajeta. 69

90 λ = q. e (W/mºC) (4.11) T si T se Em que: q fluxo de calor ao longo da espessura da lajeta (W/m 2 ); e espessura da lajeta (m); Tsi temperatura superficial interior da lajeta (ºC); Tse temperatura superficial exterior da lajeta (ºC). Cada uma das lajetas foi também ensaiada com o método transiente utilizado na primeira fase da campanha experimental. Com rigor, apenas após o ensaio com o Isomet 2114 é que se procedeu à montagem das lajetas na parede da câmara climática. Refira-se que a sonda plana do equipamento Isomet 2114 foi colocada sensivelmente no centro da superfície exterior da lajeta (Figura 4.28), conforme explicado no capítulo 3. Figura 4.28 Método transiente aplicado em lajeta Os resultados da condutibilidade térmica nas lajetas, para os dois tipos de ensaio, são apresentados no Quadro 4.5. No ensaio com o método transiente foram caracterizadas duas lajetas por cada tipo de agregado e relação a/c, num total de 10 lajetas. No Quadro 4.5 apresentam-se os valores discretos e os resultados médios da condutibilidade térmica por cada tipo de agregado e relação a/c. Mais uma vez, os valores de condutibilidade térmica obtidos foram convertidos para temperaturas de 10ºC, seguindo o mesmo procedimento descrito na secção Importa salientar novamente que as lajetas foram previamente secas a 100ºC até massa constante, antes de se proceder à realização dos ensaios. De referir ainda que na análise dos resultados, optou-se por não considerar o valor determinado para a lajeta com Lytag e relação a/c de 0,55, dado ter conduzido a um valor anormalmente elevado, sendo inclusivamente idêntico ao da mistura com a/c de 0,45. 70

91 Quadro 4.5 Condutibilidade térmica Lajetas λ seca isomet (W/mºC) λ seca fluxímetro (W/mºC) Tipo de agregado a/c ρ seco (kg/m 3 ) L 1 L 2 Média L 1 L 2 Média A.N. Leca Stalite Lytag Argex Para os provetes ensaiados, com uma gama de massas volúmicas entre 1436 e 1892 kg/m 3 nos BEAL e entre 2229 e 2339 kg/m 3 nos BAN, foram obtidos valores de condutibilidade térmica a 10ºC (λ10ºc), em provetes secos, entre 0.88 e 1.57 W/mºC, e entre 2.04 e 2.55 W/mºC, respectivamente. Em média verificam-se reduções na condutibilidade térmica dos BEAL face aos BAN de 40, 43.1, 48.9 e 57.8%, nos betões com Stalite, Lytag, Leca e Argex, respectivamente. Estas reduções foram ligeiramente superiores às diferenças de 32 a 53% obtidas em 4.3.1, aquando da caracterização térmica de espécimes reduzidos, pelo método transiente. A condutibilidade térmica medida nas lajetas foi, em média, 3,4% superior nos BAN e cerca de 6 a 14% superior nos BEAL, dependendo do tipo de agregado. Como é referido no capítulo 3, os espécimes de dimensões reduzidas ensaiados na primeira parte da campanha experimental são obtidos através do seccionamento transversal de provetes cilíndricos. Assim, a superfície que se encontra em contacto com a sonda plana do equipamento durante o ensaio (Figura 4.29) contém uma mistura visível de agregados e pasta cimentícia. Por outro lado, as lajetas foram medidas em faces moldadas em que por efeito de parede forma-se uma fina camada de argamassa que protege os agregados. Assim, a superfície em contacto com a sonda é composta apenas por pasta, ficando os agregados no interior. A referida diferença nos resultados poderá então estar relacionada com o facto de a pasta cimentícia apresentar uma condutibilidade térmica superior à dos agregados leves, sendo este fenómeno menos importante nos betões convencionais. 71

92 Figura 4.29 Espécime de dimensões reduzidas face cortada Os resultados obtidos em diferentes pontos da lajeta revelam, através do equipamento Isomet 2114, que as lajetas foram, em geral, bem produzidas, apresentando alguma uniformidade nos resultados. A diferença nos valores obtidos entre provetes de igual composição, no ensaio do método transiente, foram inferiores a 5%, incluindo para as misturas de referência. Esta variação está abaixo do erro reportado pelo fabricante do equipamento para a gama de medições executadas (10%). A relação da condutibilidade térmica calculada a partir dos ensaios em câmara climática com a massa volúmica é apresentada na Figura À semelhança do observado em 4.3.1, confirma-se novamente uma adequada relação exponencial entre a condutibilidade térmica e a massa volúmica. Na mesma Figura 4.30, apresenta-se também a curva de tendência obtida com base no método transiente. Em geral constata-se, conforme igualmente confirmado no Quadro 4.5, que as diferenças de valores obtidos entre os dois ensaios foram reduzidas, apresentando apenas algum significado nos betões de maior massa volúmica associados a elevados coeficientes de condutibilidade. De facto, a diferença tende a aumentar com o incremento de massa volúmica do betão (Figura 4.30). Este facto pode dever-se ao erro de medição do equipamento Isomet 2114 que, de acordo com o fabricante, tem tendência a aumentar (em valor absoluto e em percentagem) para níveis de condutibilidade térmica crescentes, o que explica o aumento da diferença observada. Ainda assim, por comparação das linhas de tendência, a diferença média máxima entre métodos foi inferior a 15%. Nos BEAL essas diferenças médias foram geralmente inferiores a 4%. 72

93 λ fluxímetros (W/mºC) Condutibilidade termica (W/mºC) 2,5 2,3 2,1 1,9 1,7 1,5 1,3 1,1 0,9 0,7 0, Massa volúmica (Kg/m 3 ) Leca lajetas isomet Stalite lajetas isomet A.N. lajetas isomet Lytag lajetas isomet Argex lajetas isomet Leca lajetas fluxímetro Stalite lajetas fluxímetro A.N. lajetas fluxímetro Lytag lajetas fluxímetro Argex lajetas fluxímetro Leca p.r.d. isomet Stalite p.r.d. isomet A.N. p.r.d. isomet Lytag p.r.d. isomet Argex p.r.d. isomet Exponencial (geral lajetas isomet) Exponencial (geral p.r.d. isomet) Exponencial (geral lajetas fluxímetro) Figura 4.30 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica nos provetes de reduzida dimensão (p.r.d.) e lajetas método fluximétrico e método transiente Na Figura 4.31 comparam-se directamente os vários resultados obtidos nos dois ensaios, confirmandose que as diferenças entre métodos são geralmente inferiores a 10%. Mais uma vez se confirma, que o método transiente tende a ser conservativo para elevados valores do coeficiente de condutibilidade térmica. 3,0 +10% 2,5 2,0 y = 1.24x º -10% 1,5 1,0 0,5 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 λ isomet (W/mºC) Figura 4.31 Condutibilidade térmica das lajetas comparação de tipos de ensaio 73

94 Condutibilidade térmica (W/mºC) Condutibilidade termica (W/mºC) Influência do tipo de agregado e relação a/c Seguindo o mesmo raciocínio aplicado em 4.3.1, é possível obter conclusões idênticas em relação à influência do tipo de agregado e relação a/c. 2,5 2,3 2,1 1,9 1,7 1,5 1,3 1,1 0,9 0,7 0, Massa volúmica (Kg/m 3 ) Leca Stalite A.N. Lytag Argex Exponencial (geral) Exponencial (Leca) Exponencial (Stalite) Exponencial (A.N.) Exponencial (Lytag) Exponencial (Argex) Figura 4.32 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado Ensaios com fluxímetros Basicamente, confirma-se que para uma dada massa volúmica, as variações introduzidas ao nível da matriz assumem maior influência na condutibilidade térmica do que alterações no tipo ou porosidade do agregado (Figura 4.32). Confirma-se também que para uma dada massa volúmica, a condutibilidade térmica tende a diminuir com o aumento da relação a/c, independentemente do tipo de agregado (Figura 4.33). 2,5 2,3 2,1 1,9 1,7 1,5 1,3 1,1 a/c = 0.35 a/c = 0.45 a/c = ,9 0,7 0, Massa volúmica (Kg/m 3 ) Figura 4.33 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c Ensaios com fluxímetros 74

95 4.4.2 Calor específico Lajetas O calor específico (cp) das misturas pode ser obtido directamente a partir do valor de cpρ dos provetes ensaiados com o Isomet 2114, mas também à custa da variação do fluxo de calor e das temperaturas registadas pelos fluxímetros e termopares colocados nas lajetas ensaiadas na câmara climática. Efectivamente, a capacidade térmica pode ser estimada através das temperaturas e fluxos de calor dos provetes ao longo do tempo nas diferentes posições, quando estes se encontravam em fase de aquecimento da câmara, ou seja, em regime transiente. Nos cálculos seguintes adoptou-se a nomenclatura representada na Figura 4.34, onde se esquematiza a espessura de uma lajeta com termopares no interior, assim como os respectivos fluxos que a atravessam. 2cm 2cm 2cm 2cm T i T si T 1 T 2 T 3 T se q si-1 q 1-2 q 2-3 q 3-se T e q geral 8cm Figura 4.34 Esquema da espessura da lajeta com termopares e fluxos O cálculo da capacidade térmica é feito através da expressão 4.9 (equação de transmissão da condução de calor em regime instacionário), retirada de Rodrigues et al (2009). Sendo que: T t = λ. 2 T ρ c p x 2 (4.12) T ρ c p t = T (λ x x ) (4.13) λ T x = q (4.14) 75

96 -(dq/dx) tem-se então: T ρ c p t = q x (4.15) Com os dados de temperatura (T) obtidos ao longo do tempo pelos termopares colocados nas diferentes posições de cada uma das lajetas colocadas na câmara climática, pode calcular-se directamente o valor de ρdt/dt. O valor de dq/dx é obtido em cada instante pela expressão q x = q 1 2 q (4.16) com: q 1 2 = q 2 3 = λ 0.02 (T 1 T 1 ) (4.17) λ 0.02 (T 2 T 3 ) (4.18) Sabendo em cada um dos instantes a relação entre ρdt/dt e dq/dx, e por aplicação da expressão 4.15, pode determinar-se o valor de calor específico cp. Na Figura 4.35 apresenta-se, a título de exemplo, os valores de dq/dx em função de dt/dt para a lajeta de betão de referência com relação a/c igual a 0.45, onde a inclinação da recta de tendência linear é o valor de cp, que neste caso deu J/kgºC (com R 2 =0.86), próximo dos valores de 787 J/kgºC obtidos a partir dos resultados do ensaio com o equipamento Isomet 2114 (Quadro 4.6). 1,2 1,0 y = 799,69x + 0,06 R² = 0,86 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 0 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008 0,001 0,0012 dt/dt (ºC/s) Figura 4.35 Obtenção do valor de c p da lajeta de Referência com relação a/c =

97 Fluxo de calor (W/m 2 ) Na Figura 4.36 apresenta-se o andamento dos valores dos fluxos de calor, calculados a partir das temperaturas registadas nas diversas posições no interior da lajeta de Referência com relação a/c igual a 0.45, ou seja, os fluxos de calor (qsi-1, q1-2, q2-3 e q3-se) ao longo da espessura da lajeta (ver Figura 4.34 e equações 4.17 e 4.18). A Figura 4.36 apresenta também o valor do fluxo registado pelo fluxímetro (qgeral) ao longo da campanha Qsi-1 Q1-2 Q2-3 Q3-se Q geral Tempo (h) Figura 4.36 Fluxos de calor entre as diferentes posições ao longo da espessura da lajeta de Referência com relação a/c = 0.45 Como se pode observar na Figura 4.36, e tal como esperado, os valores dos fluxos de calor entre as diferentes posições dos termopares convergem ao longo do tempo para o valor registado pelo fluxímetro. Esse valor de convergência corresponde ao fluxo de calor em regime permanente. Refirase que a dificuldade em determinar as distâncias exactas entre os termopares (que podem ter sofrido pequenos desvios durante a betonagem), pode afectar significativamente os valores dos fluxos. Atendendo à complexidade dos fenómenos e cálculos envolvidos na determinação do cp a partir dos registos temporais de temperatura das lajetas na câmara climática, optou-se por analisar apenas os resultados do calor específico provenientes dos ensaios realizados com o equipamento Isomet 2114 (Quadro 4.6). Os resultados apresentados no Quadro 4.6 foram determinados pelo quociente entre o valor de cpρ obtido pelo equipamento Isomet 2114 e a massa volúmica seca de cada lajeta (ρs). Os resultados representam-se em função da massa volúmica, para diferentes tipos de agregado na Figura 4.37 e relações a/c na Figura

98 Calor específico (J/kgºC) Calor específico (J/kgºC) Quadro 4.6 Capacidade térmica nas Lajetas Tipo de agregado Mistura a/c ρ s (kg/m 3 ) c p isomet lajetas (J/kgºC) A.N. Leca Stalite Lytag Argex CEM I CEM I CEM I CEM I CEM I Leca 900 Lytag 800 Stalite 700 Argex 600 Referência Massa volúmica (kg/m 3 ) Figura 4.37 Capacidade térmica nas lajetas tipo de agregado a/c = a/c = a/c = Massa volúmica (kg/m 3 ) Figura 4.38 Capacidade térmica nas lajetas relação a/c As Figura 4.37 e 4.38 mostram uma tendência linear decrescente da capacidade térmica com o aumento da massa volúmica, tal como já se tinha verificado para os ensaios realizados nos espécimes de dimensão reduzida (4.3.2). O tipo de agregado afectou o calor específico pelo efeito que teve na redução da massa volúmica dos betões, verificando-se diferenças pouco significativas quando betões de igual massa volúmica foram produzidos com diferentes tipos de agregados. Verifica-se ainda que a tendência observada é praticamente independente da relação a/c, o que confirma a maior importância da influência da massa volúmica neste parâmetro. 78

99 Capacidade térmica (J/kgºC) Em média, o calor específico obtido para cada tipo de betão foi de 1163 J/kgºC, 1044 J/kgºC, 993 J/kgºC, 989 J/kgºC e 798 J/kgºC, para os BEAL com Argex, Leca, Lytag e Stalite e para os betões de massa volúmica normal, respectivamente. Na Figura 4.39 apresentam-se, em simultâneo, os resultados da capacidade térmica determinada nas lajetas e nos espécimes de reduzida dimensão, ambos através do equipamento ISOMET Em geral, tendo em conta as suas linhas de tendência, constata-se que a medição nas lajetas conduziu a valores superiores da capacidade térmica, em cerca de 10% Espécimes de reduzida dimensão Lajetas Massa volúmica (kg/m 3 ) Figura 4.39 Capacidade térmica dois tipos de provete ensaiados 79

100 Condutibilidade térmica seca (W/mºC) 4.5 Comparação com os resultados reportados na literatura Na Figura 4.40 comparam-se os vários valores obtidos pelos diferentes métodos utilizados no presente trabalho com os resultados reportados por outros autores na literatura consultada (já apresentado em 4.4). 2,2 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 Presente Estudo - Isomet Espécimes de reduzida dimensão Presente estudo - Isomet Lajetas Presente estudo - Fluxímetro Lajetas Bogas (2011) FIP (1983) Protolab Zhihua et al (2006) ISO/FDIS (2007) Sengul et al (2010) Akçaozoglu et al (2012) Alengram et al (2013) Lo-Shu et al (1980) Van Geem et al (1982) ACI 213 (1967 de FIP 1983) Newman (1993) Valore (1980) ITE 50 (2006) Lightweight concrete in general (FIP 1983) 0, Massa volúmica seca (kg/m 3 ) Figura 4.40 Condutibilidade térmica - resultados de diversos autores e do presente estudo Tal como já tinha sido concluído em 4.3.1, foram obtidos coeficientes de condutibilidade térmica, em geral, superiores à média dos resultados obtidos por outros autores, para massas volúmicas semelhantes. No entanto, os resultados obtidos estão muito próximos dos reportados por alguns autores (ITE ; FIP 1983; Van Geem 1982; ISO/FDIS ). Em relação aos vários estudos apresentados, o método que conduziu a valores mais dentro da média dos vários resultados foi o ISOMET em espécimes de reduzida dimensão. O método fluximétrico foi o que melhor se aproximou da tendência geral evidenciada pelos vários resultados reportados na literatura. É de salientar mais uma vez que existem diferenças entre as misturas e tipos de agregado analisados pelos diversos autores, assim como diferenças nos métodos e equipamentos de ensaio. Dado que foram apenas analisados betões com fins estruturais, as curvas obtidas no presente trabalho não têm em consideração massas volúmicas secas inferiores a 1400 kg/m 3 e, como tal, não foram obtidos valores de condutibilidade térmica inferiores a 0.8 W/mºC. 80

101 4.6 Aplicação de betão de agregados leves em zonas de ponte térmica plana Concluída a análise das propriedades térmicas das diferentes composições dos betões de agregados leves, é importante tentar perceber o seu comportamento quando aplicado em elementos estruturais. De seguida analisa-se o comportamento térmico e o cumprimento da regulamentação em vigor (REH 2013), de um conjunto pilar/parede, que corresponde a uma solução construtiva de uso comum numa habitação corrente. A zona corrente da solução em estudo corresponde a uma parede de alvenaria de tijolo cerâmico furado de dois panos com caixa-de-ar e isolamento térmico (XPS) no interior, conforme representado na Figura 4.41, mantendo-se inalterada nas diferentes análises realizadas Por sua vez, o elemento estrutural consiste num pilar que será constituído pelos diferentes tipos de betão analisados no presente trabalho, com os revestimentos e disposição construtiva ilustrados na Figura O objectivo deste estudo é determinar a espessura de isolamento térmico necessária na zona do pilar para que esta zona de ponte térmica plana cumpra os requisitos mínimos do regulamento REH (2013). Serão analisadas duas soluções de isolamento, sendo uma delas materializada por placas de poliestireno extrudido (XPS) e a outra por uma argamassa térmica comercial (Isodur, produzido pela empresa Secil), cuja ficha técnica se encontra no Anexo A2. Segundo o Regulamento de Desempenho Energético dos Edifícios de Habitação (REH, 2013), o coeficiente de transmissão térmica (U) nas zonas de ponte térmica plana tem de ser inferior ao valor máximo regulamentar estabelecido para a zona climática do local estudado, e ao dobro do valor do coeficiente de transmissão térmica da zona corrente. O regulamento refere também que esta verificação pode ser dispensada se o valor de U da zona de ponte térmica plana for inferior a 0.9 W/mºC, o que não se verifica nos elementos de betão estrutural estudados. A localização assumida para a realização da presente análise foi Lisboa que, segundo o a Portaria n.º 349-B/2013, se encontra na zona climática I1. O valor máximo regulamentar do coeficiente de transmissão térmica é de 1.75 W/m 2 ºC, de acordo com a Tabela I.05 B, presente na referida Portaria. Nos Quadro 4.7 e 4.8 apresentam-se as características das camadas que compõem cada uma das zonas corrente e de ponte térmica plana, bem como os respectivos cálculos do coeficiente de transmissão térmica para a zona corrente. 81

102 Sistema construtivo Parede Exterior Quadro 4.7 Características da zona corrente e (m) (W/mºC) R (m 2 ºC/W) Referência 1- reboco pág. I.7 ITE50 LNEC 2- alvenaria tijolo cerâmico furado pág. I.12 ITE50 LNEC 3- caixa-de-ar isolamento térmico XPS pág. I.3 ITE50 LNEC 5- alvenaria tijolo cerâmico furado pág. I.12 ITE50 LNEC 6- estuque projectado pág. I.6 ITE50 LNEC Total Resistência Térmica Superficial Rse 0.04 Rsi 0.13 Rtérmica total 2.13 U (W/m 2 ºC) 0.47 Figura 4.41 Disposição das camadas da parede (zona corrente) Sistema construtivo Pilar Quadro 4.8 Características da zona de pilar e (m) (W/mºC) R (m 2 ºC/W) Referência 1- reboco pág. I.7 ITE50 LNEC 2- camada de isolamento térmico (XPS/argamassa térmica) variável 0.037/ betão (várias misturas) 0.25 variável estuque projectado pág. I.6 ITE50 LNEC Resistência Térmica Superficial Rse 0.04 Rsi 0.13 Figura 4.42 Disposição das camadas da parede (pilar) 82

103 Definidas as várias camadas e as suas propriedades, apresentam-se no Quadro 4.9. os resultados da espessura de isolamento térmico a aplicar no elemento de betão, de modo a respeitar os requisitos definidos no REH (2013). Para os valores da condutibilidade térmica das misturas, foram utilizados os resultados obtidos nos ensaios das lajetas com base no método fluximétrico. Quadro 4.9 Resultados da espessura mínima de isolamento (XPS e argamassa térmica comercial) a aplicar no pilar Tipo de agregado A.N. Leca Stalite Lytag Argex a/c ρ s (kg/m 3 ) λ seca fluxímetro (W/mºC) U corrente 2U corrente U máx (I 1) mín(2u c orrente; U máx) esp mín isol. XPS (cm) esp mín isol. Argamassa térmica (cm) Por análise do Quadro 4.9, verifica-se que os betões leves associados a menor condutibilidade térmica, permitem reduzir a espessura de isolamento térmico entre 8 e 27%, quando comparado com a mesma solução estrutural, mas constituída por betão corrente de massa volúmica normal. 83

104 5 Conclusões 5.1 Conclusões finais De acordo com os objectivos estabelecidos inicialmente, o presente trabalho procurou investigar e caracterizar as propriedades térmicas e eficiência energética dos betões de agregados leves de utilização estrutural, recorrendo a uma vasta gama de composições de uso comum, abrangendo quatro tipos de agregados leves, com porosidades distintas, e quatro relações água/cimento. Esta diversidade de composições permitiu um estudo rigoroso das principais propriedades físicas, mecânicas e térmicas dos BEAL. No subcapítulo seguinte apresenta-se o resumo das conclusões obtidas durante a análise de resultados vindos da campanha experimental. De entre as propriedades e variáveis analisadas, é dado maior destaque à condutibilidade térmica e calor específico das amostras estudadas. Para além das propriedades dos BEAL e da comparação dos métodos de ensaio realizados, apresenta-se ainda uma breve análise do desempenho térmico das misturas produzidas numa solução estrutural de possível uso comum. No final do capítulo apresentam-se ainda algumas sugestões de desenvolvimentos futuros, que permitam consolidar e continuar o estudo da eficiência energética e vantagens da utilização dos BEAL. 5.2 Conclusões gerais No presente trabalho foram caracterizados betões com diferentes composições e tipos de agregados de porosidade bastante distinta, sendo possível abranger a gama mais comum de BEAL utilizados na construção. Em geral, os betões foram produzidos com classe de consistência S3, apresentando massas volúmicas frescas desde cerca de 1600 kg/m 3 a 2000 kg/m 3, em função do tipo de agregado leve. A classe de resistência à compressão variou entre C25/30 a C60/75 nos betões de massa volúmica normal e entre LC 16/18 a LC60/66 nos BEAL, os quais estão associados a classes de massa volúmica D1,6-D2,0. Destaca-se o facto da eficiência estrutural dos BEAL com agregados menos porosos (Stalite) ter sido sempre superior à dos BAN de igual composição, mesmo tendo em consideração pastas de elevada compacidade. Numa primeira fase do trabalho procedeu-se à caracterização da condutibilidade térmica dos betões tendo em consideração o método transiente de sonda plana associado ao equipamento ISOMET. Dependendo do tipo e composição dos betões foram obtidas condutibilidades térmicas, em provetes secos, desde 0.87 W/mºC a 1.36 W/mºC nos BEAL e desde 1,86 W/mºC a 2,0 W/mºC nos BAN. Estes valores correspondem a reduções de cerca de 30 a 50% na condutibilidade térmica dos BEAL face aos 84

105 BAN, dependendo do nível de porosidade do agregado leve adoptado em substituição dos agregados de massa volúmica normal. Ainda assim, tendo em consideração que a resistência mecânica e a massa volúmica variam de forma inversamente proporcional com a condutibilidade térmica, as soluções que evidenciaram melhor rácio entre a eficiência estrutural e a condutibilidade térmica foram os BEAL de maior massa volúmica seguido dos restantes BEAL e apenas depois os betões convencionais. Desse modo, conclui-se que dando a mesma importância ao comportamento estrutural e à capacidade de isolamento térmico, os BEAL de maior massa volúmica são os que permitem satisfazer melhor estes dois critérios em simultâneo. Conclui-se que a condutibilidade térmica não é apenas afectada pela massa volúmica do betão mas também pelas características das suas fases constituintes. Para a mesma variação de massa volúmica, constata-se que uma eventual alteração nas características da argamassa tem maior influência na condutibilidade térmica do que o tipo de agregado. A condutibilidade térmica varia de forma proporcional com o tipo de agregado, verificando-se uma correlação elevada entre esta propriedade e a porosidade dos mesmos, tendo em conta betões de igual composição. Em média, estimou-se uma redução de cerca de 3% na condutibilidade térmica para um aumento de 5% na porosidade dos agregados. O aumento da relação a/c, associado ao acréscimo do nível de porosidade da pasta, conduz a uma redução do coeficiente de condutibilidade térmica do betão. Alterações no nível de porosidade da pasta assumiram maior relevância do que variações semelhantes na porosidade dos agregados. O efeito na condutibilidade térmica de diferenças ao nível da relação volume de areia/volume de pasta podem sobrepor-se aos decorrentes de variações na compacidade da matriz. Constata-se uma correlação linear entre o coeficiente de condutibilidade e o teor de humidade do betão, quando as variações de humidade ocorrem ao nível da pasta, conforme é geralmente o caso em estruturas reais. Em média, constatam-se aumentos de 4.8 a 9.1% no coeficiente de condutibilidade térmica para incrementos de 1% no teor de humidade do betão. Verifica-se que esta variação tende a aumentar com o incremento da relação a/c, não se verificando nenhuma dependência clara desta variação com o tipo de agregado. Numa fase inicial de secagem, enquanto esta se processa essencialmente ao nível do agregado e ocorre migração de água para a pasta, a variação do coeficiente de condutibilidade térmica com o teor de humidade do betão é menos pronunciada. Conclui-se existir uma relação aproximadamente linear entre a redução do calor específico dos betões e o incremento da sua massa volúmica. Em função do tipo de agregado leve foram obtidos valores de calor específico entre cerca de 900 e 1000 J/kgºC, ocorrendo uma redução média de 20 J/kgºC por cada redução de 5% na porosidade dos agregados. 85

106 Os betões leves estudados apresentaram, em média, difusividades e inércias térmicas cerca de 40-50% e 25-35% inferiores às dos betões de massa volúmica normal, respectivamente. Isso significa que os BEAL, apesar de reagirem mais rapidamente a variações de temperatura no ambiente, apresentam o potencial de reduzir em cerca de 50% a velocidade de transferência de calor através dos elementos estruturais. Durante os ensaios realizados em câmara climática, através das curvas de evolução da temperatura e do fluxo de calor em cada provete, confirmam-se os seguintes aspectos relevantes: o fluxo aumenta nas misturas de maior massa volúmica, associadas a maior condutibilidade térmica; a redução da taxa de transferência de calor através dos betões de menor massa volúmica, associados a menor difusividade térmica; o desenvolvimento de maiores temperaturas superficiais no lado mais frio da envolvente, nos betões de maior massa volúmica; maior rapidez de reacção das temperaturas superficiais a oscilações de temperatura no ambiente nos betões de menor massa volúmica, associados a menor inércia térmica. O calor específico volumétrico foi semelhante entre os vários betões estudados, registando-se apenas diferenças médias inferiores a 5% entre os BEAL e os BAN. Complementarmente, caracterizou-se a condutibilidade térmica dos betões com base num método fluximétrico realizado em câmara climática. Em todos os ensaios realizados verificou-se, por análise termográfica, que a distribuição de temperaturas e, consequentemente, o fluxo de calor foram aproximadamente uniformes na área das lajetas. O fluxo de calor ocorreu essencialmente através das lajetas, sendo muito pouco significativas as perdas pela envolvente. Tal como observado nos ensaios pelo método transiente sobre provetes de reduzida dimensão, confirma-se que a condutibilidade térmica varia de forma exponencial com a massa volúmica. A redução de condutibilidade térmica nos BEAL face aos BAN foi cerca de 40 a 60%, ligeiramente superior ao observado em provetes de reduzida dimensão. Conclui-se que as diferenças de condutibilidade térmica são, em geral, inferiores a 10%, entre o método fluximétrico e o método transiente efectuado directamente sobre as mesmas lajetas. As maiores diferenças são observadas nos betões de maior massa volúmica, supondo-se que este facto possa estar relacionado com o aumento do erro associado ao equipamento ISOMET 2114 na medição de condutibilidades térmicas mais elevadas. Dos resultados obtidos no método transiente, confirma-se novamente que para uma dada massa volúmica, as variações introduzidas ao nível da matriz assumem menor influência na condutibilidade térmica do que alterações no tipo ou porosidade do agregado e que a condutibilidade térmica tende a aumentar com a relação a/c, independentemente do tipo de agregado. O calor específico decresce linearmente com o incremento de massa volúmica, demonstrando a mesma tendência, independentemente do tipo de agregado e relação a/c. Face à caracterização em espécimes de reduzida dimensão, o calor específico nas lajetas foi em média cerca de 10% superior. 86

107 Tendo em conta outros resultados reportados na literatura, verifica-se que apesar dos valores obtidos no presente estudo serem comparáveis aos de outros autores, conduzem a condutibilidades térmicas ligeiramente superiores à média da generalidade dos resultados. O método fluximétrico foi o que melhor se aproximou da tendência de evolução da condutibilidade térmica em função da massa volúmica reportada pela generalidade dos autores, dado que parece ser capaz de traduzir melhor a gama de elevada condutibilidade térmica dos betões de massa volúmica normal. Finalmente, foi analisado o desempenho térmico das várias misturas produzidas no trabalho quando incorporadas em elementos estruturais de uma solução considerada de possível uso comum. Constatase que dependendo do tipo de agregado, a utilização de betão leve permitiu reduzir a espessura de isolamento face às soluções correntes em betão convencional em cerca de 10 a 30%. Em suma, foram caracterizados diferentes tipos de betões leves de uso corrente, constatando-se que face aos betões convencionais de massa volúmica normal, é possível atingir soluções de maior eficiência estrutural, que são ainda capazes de reduzir a condutibilidade e a difusividade térmica em pelo menos 40%, mantendo a mesma capacidade térmica volumétrica e implicando uma redução de cerca de 25% na inércia térmica. Este desempenho é atingido com os BEAL de maior massa volúmica, ocorrendo uma redução adicional nas propriedades de difusibilidade e condutibilidade térmica nos BEAL de menor massa volúmica, embora com implicações negativas na diminuição da eficiência estrutural. A melhor solução a adoptar deverá ser encontrada em função do objectivo pretendido para a construção, realçando-se o maior potencial dos BEAL nas situações em que a massa volúmica e o desempenho térmico forem os factores determinantes. 5.3 Desenvolvimentos futuros O extenso estudo realizado neste trabalho permitiu aprofundar os conhecimentos sobre as características térmicas e eficiência energética dos BEAL. Contudo, existem várias possibilidades de complementar e dar seguimento ao presente estudo. São então de seguida enumeradas algumas sugestões de desenvolvimento futuro, que poderão ampliar a temática (e o seu domínio de aplicação) desenvolvida neste trabalho: Realização de uma simulação energética, recorrendo a um programa comercial, de um edifício corrente, utilizando nos elementos estruturais os betões estudados neste trabalho, e avaliando os ganhos térmicos, em termos energéticos, ao longo de um ano; Quantificação, em termos económicos, da solução desenvolvida no ponto anterior, tanto a nível da redução da quantidade de isolamentos adicionais, como dos custos de produção, transporte e aplicação dos betões aplicados, comparativamente a uma solução corrente; Quantificação das correcções térmicas a aplicar em diferentes soluções tipo de elementos estruturais, em diferentes zonas climáticas; Realização de mais estudos comparativos dos métodos de ensaio das propriedades térmicas, procurando métodos mais expeditos, simples de realizar e menos onerosos; 87

108 Alargar o estudo realizado, incluindo outros tipos de composições, nomeadamente com outros ligantes. Avaliação das propriedades acústicas dos BEAL, características que devem ser tomadas em conta conjuntamente com as propriedades térmicas, em alguns domínios de aplicação. 88

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115 NP EN Ensaios do betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento. Versão portuguesa da EN :1999, Instituto português da Qualidade, NP EN Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica. Versão portuguesa da EN :1999, Instituto português da Qualidade, 2002 NP EN Ensaios do betão endurecido. Parte 2: Execução e cura dos provetes para ensaios de resistência mecânica. Versão portuguesa da EN :2003, Instituto português da Qualidade, NP EN Ensaios do betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de ensaio. Versão portuguesa da EN :2003, Instituto português da Qualidade, NP EN Ensaios do betão endurecido. Parte 7: Massa volúmica do betão endurecido. Versão portuguesa da EN :2003, Instituto Português da Qualidade, NP EN Agregados para betão. Versão portuguesa da EN 12620:2002, Instituto português da Qualidade, Abril de p. 95

116 ANEXOS A

117 2015/07/15 14:40: /07/15 18:50: /07/15 23:00: /07/16 03:10: /07/16 07:20: /07/16 11:30: /07/16 15:40: /07/16 19:50: /07/17 00:00: /07/17 04:10: /07/17 08:20: /07/17 12:30: /07/17 16:40: /07/17 20:50: /07/18 01:00: /07/18 05:10: /07/18 09:20: /07/18 13:30: /07/18 17:40: /07/18 21:50: /07/19 02:00: /07/19 06:10: /07/19 10:20: /07/19 14:30: /07/19 18:40: /07/19 22:50: /07/20 03:00: /07/20 07:10: /07/20 11:20: /07/20 15:30: /07/20 19:40: /07/20 23:50: /07/21 04:00: /07/21 08:10: /07/21 12:20: /07/21 16:30: /07/21 20:40: /07/22 00:50: /07/22 05:00: /07/22 09:10: Temperatura (ºC) A1 Ensaios câmara climática Interior Geral Exterior Geral 1 PUR int 1 PUR ext 2 Stalite int 2 Stalite ext 3 Referência int 3 Referência ext 4 Leca int 4 Leca ext 5 Lytag int 5 Lytag ext 6 Referência int 6 Referência ext 7 Leca int 7 Leca ext 8 Argex int 8 Argex ext 9 Stalite int 9 Stalite ext Figura A.1 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.35 B

118 2015/07/15 14:40: /07/15 18:50: /07/15 23:00: /07/16 03:10: /07/16 07:20: /07/16 11:30: /07/16 15:40: /07/16 19:50: /07/17 00:00: /07/17 04:10: /07/17 08:20: /07/17 12:30: /07/17 16:40: /07/17 20:50: /07/18 01:00: /07/18 05:10: /07/18 09:20: /07/18 13:30: /07/18 17:40: /07/18 21:50: /07/19 02:00: /07/19 06:10: /07/19 10:20: /07/19 14:30: /07/19 18:40: /07/19 22:50: /07/20 03:00: /07/20 07:10: /07/20 11:20: /07/20 15:30: /07/20 19:40: /07/20 23:50: /07/21 04:00: /07/21 08:10: /07/21 12:20: /07/21 16:30: /07/21 20:40: /07/22 00:50: /07/22 05:00: /07/22 09:10: Fluxo (W/m 2 ) Stalite 3 Referência 4 Leca Lytag 6 Referência 7 Leca 0 8 argex 9 Stalite Figura A.2 Fluxos de calor com a/c = 0.35 C

119 2015/08/20 12:10: /08/20 16:20: /08/20 20:30: /08/21 00:40: /08/21 04:50: /08/21 09:00: /08/21 13:10: /08/21 17:20: /08/21 21:30: /08/22 01:40: /08/22 05:50: /08/22 10:00: /08/22 14:10: /08/22 18:20: /08/22 22:30: /08/23 02:40: /08/23 06:50: /08/23 11:00: /08/23 15:10: /08/23 19:20: /08/23 23:30: /08/24 03:40: /08/24 07:50: /08/24 12:00: /08/24 16:10: /08/24 20:20: /08/25 00:30: /08/25 04:40: /08/25 08:50: /08/25 13:00: /08/25 17:10: /08/25 21:20: /08/26 01:30: /08/26 05:40: /08/26 09:50: /08/26 14:00: /08/26 18:10: /08/26 22:20: /08/27 02:30: /08/27 06:40: Temperatura (ºC) Interior Geral Exterior Geral 1E PUR int 1E PUR ext 2E Stalite int 2E Stalite ext 3E Referência int 3E Referência ext 4E Leca int 4E Leca ext 6E Referência int 6E Referência ext 7E Leca int 7E Leca ext 9E Stalite int 9E Stalite ext Figura A.3 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45 D

120 2015/08/20 12:10: /08/20 16:20: /08/20 20:30: /08/21 00:40: /08/21 04:50: /08/21 09:00: /08/21 13:10: /08/21 17:20: /08/21 21:30: /08/22 01:40: /08/22 05:50: /08/22 10:00: /08/22 14:10: /08/22 18:20: /08/22 22:30: /08/23 02:40: /08/23 06:50: /08/23 11:00: /08/23 15:10: /08/23 19:20: /08/23 23:30: /08/24 03:40: /08/24 07:50: /08/24 12:00: /08/24 16:10: /08/24 20:20: /08/25 00:30: /08/25 04:40: /08/25 08:50: /08/25 13:00: /08/25 17:10: /08/25 21:20: /08/26 01:30: /08/26 05:40: /08/26 09:50: /08/26 14:00: /08/26 18:10: /08/26 22:20: /08/27 02:30: /08/27 06:40: Fluxo (W/m 2 ) PUR Stalite 50 3 Referência Leca 20 6 Referência Leca 9 Stalite Figura A.4 Fluxos de calor com a/c = 0.45 E

121 2015/07/01 23:40: /07/02 03:50: /07/02 08:00: /07/02 12:10: /07/02 16:20: /07/02 20:30: /07/03 00:40: /07/03 04:50: /07/03 09:00: /07/03 13:10: /07/03 17:20: /07/03 21:30: /07/04 01:40: /07/04 05:50: /07/04 10:00: /07/04 14:10: /07/04 18:20: /07/04 22:30: /07/05 02:40: /07/05 06:50: /07/05 11:00: /07/05 15:10: /07/05 19:20: /07/05 23:30: /07/06 03:40: /07/06 07:50: /07/06 12:00: /07/06 16:10: /07/06 20:20: /07/07 00:30: /07/07 04:40: /07/07 08:50: /07/07 13:00: /07/07 17:10: /07/07 21:20: /07/08 01:30: /07/08 05:40: /07/08 09:50: /07/08 14:00: /07/08 18:10: /07/08 22:20: Temperatura (ºC) Interior Geral Exterior Geral 1E PUR int 1E PUR ext 2E Stalite int 2E Stalite ext 3E Referência int 3E Referência ext 4E Leca int 4E Leca ext 5E Lytag int 5E Lytag ext 6E Referência int 6E Referência ext 7E Leca int 7E Leca ext 8E Argex int 8E Argex ext 9E Stalite int 9E Stalite ext Figura A.5 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.55 F

122 2015/07/01 23:40: /07/02 03:50: /07/02 08:00: /07/02 12:10: /07/02 16:20: /07/02 20:30: /07/03 00:40: /07/03 04:50: /07/03 09:00: /07/03 13:10: /07/03 17:20: /07/03 21:30: /07/04 01:40: /07/04 05:50: /07/04 10:00: /07/04 14:10: /07/04 18:20: /07/04 22:30: /07/05 02:40: /07/05 06:50: /07/05 11:00: /07/05 15:10: /07/05 19:20: /07/05 23:30: /07/06 03:40: /07/06 07:50: /07/06 12:00: /07/06 16:10: /07/06 20:20: /07/07 00:30: /07/07 04:40: /07/07 08:50: /07/07 13:00: /07/07 17:10: /07/07 21:20: /07/08 01:30: /07/08 05:40: /07/08 09:50: /07/08 14:00: /07/08 18:10: /07/08 22:20: Fluxo (W/m 2 ) PUR 2 Stalite Referência 4 Leca 5 Lytag 20 6 Refêrencia Leca 8 argex 9 Stalite Figura A.6 Fluxos de calor com a/c = 0.55 G

123 2015/09/11 16:30: /09/11 20:40: /09/12 00:50: /09/12 05:00: /09/12 09:10: /09/12 13:20: /09/12 17:30: /09/12 21:40: /09/13 01:50: /09/13 06:00: /09/13 10:10: /09/13 14:20: /09/13 18:30: /09/13 22:40: /09/14 02:50: /09/14 07:00: /09/14 11:10: /09/14 15:20: /09/14 19:30: /09/14 23:40: /09/15 03:50: /09/15 08:00: /09/15 12:10: /09/15 16:20: /09/15 20:30: /09/16 00:40: /09/16 04:50: /09/16 09:00: /09/16 13:10: Fluxo (W/m 2 ) 2015/09/11 16:30: /09/11 20:40: /09/12 00:50: /09/12 05:00: /09/12 09:10: /09/12 13:20: /09/12 17:30: /09/12 21:40: /09/13 01:50: /09/13 06:00: /09/13 10:10: /09/13 14:20: /09/13 18:30: /09/13 22:40: /09/14 02:50: /09/14 07:00: /09/14 11:10: /09/14 15:20: /09/14 19:30: /09/14 23:40: /09/15 03:50: /09/15 08:00: /09/15 12:10: /09/15 16:20: /09/15 20:30: /09/16 00:40: /09/16 04:50: /09/16 09:00: /09/16 13:10: Temperatura (ºC) E Lytag int 5E Lytag ext 8E Argex int 8E Argex ext Figura A.7 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45 (Repetição) Lytag 8 argex Figura A.8 Fluxos de calor com a/c = 0.45 (Repetição) H

124 A2 Ficha técnica argamassa térmica ISODUR I

125 A3 Ficha técnica cimento J

126 K

127 A4 Ficha técnica superplastificante L

128 M