Revista Internacional techITT | Vol.11 | Issue 33 | 2013 by Revista TechITT

UMA PUBLICAÇÃO:

REVISTA INTERNACIONAL

TECH ITT

by Construlink

ESTRUTURAS E CONSTRUÇÃO • ESTRUCTURAS Y CONSTRUCCIÓN

Vol.11 Número

REVISTA INTERNACIONAL

TECH ITT 03

EDITORIAL Prof. João Ramôa Correia Portugal

Director: Prof. Fernando Branco fbranco@civil.ist.utl.pt

Adelaide Gonçalves, Jorge de Brito, Fernando Branco, Bárbara Amaro Portugal

Coordenador editorial: João Ramôa Correia Edição da revista: Pedro Vaz Paulo Edição de artigos: Cátia Marcelino

Contactos: Tel: +351 213 155 265 Fax: +351 210 064 616 E-mail: info@gatewit.com Website: www.techitt.com tech ITT Press: • Revista Internacional tech ITT ( 3 X Ano ) • Monografias

APLICAÇÃO DE METODOLOGIA DE DESEMPENHO NA MANUTENÇÃO DE FACHADAS I. Flores-Colen, Jorge de Brito, V.P. Freitas, Bárbara Amaro Portugal

COMPORTAMENTO À COMPRESSÃO DE BETÕES LEVES ESTRUTURAIS J. Alexandre Bogas, Augusto Gomes Portugal

Publicidade: Pedro Paulo Publicado por: Gatewit Avenida da Liberdade, nº 136, 4º, 5º e 6º 1250-146 Lisboa

SISTEMA DE INSPECÇÃO, DIAGNÓSTICO E REPARAÇÃO DE PAREDES DE ALVENARIA

ARGAMASSAS BASTARDAS DE CAL AÉREA E CIMENTO PARA A REABILITAÇÃO DO PATRIMÓNIO CONSTRUÍDO Bruna Silva, Ana Paula Ferreira Pinto, Augusto Gomes Portugal

INFLUÊNCIA DA FLUIDEZ NACAPACIDADE DE INJECÇÃO DE CALDAS PARA CONSOLIDAÇÃO DE ALVENARIAS ANTIGAS Nuno G. Almeida, A.P. Ferreira Pinto, A. Gomes Portugal

Assinatura: Custo: 50 Euros / Ano Grátis para autores de artigos publicados.

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Nº 33 - JUN 2013 VOL. 11

ISSN 1645-5576

EDITORIAL Este número da RIT inclui exclusivamente trabalhos apresentados no Congresso Construção 2012, realizado em Dezembro de 2012 em Coimbra. O primeiro artigo, realizado no Instituto Superior Técnico (IST), descreve um sistema de inspecção, diagnóstico e reparação para paredes de alvenaria e os respectivos revestimentos, desenvolvido com o objectivo de facilitar o processo de inspecção e a tomada de decisão quanto à sua reabilitação. O segundo trabalho, desenvolvido em colaboração entre o IST e a Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto, propõe (à semelhança do primeiro trabalho) a implementação de uma estratégia de manutenção pró-activa das construções. Em particular, apresenta-se uma metodologia para a avaliação do desempenho em serviço de fachadas rebocadas e critérios para a tomada de decisão. O terceiro artigo apresenta um estudo realizado no IST sobre o comportamento à compressão de betões leves estruturais, com diferentes composições e incorporando diferentes tipos de agregados leves. O trabalho inclui um estudo experimental, em que foi avaliada a resistência à compressão e os modos de rotura das diferentes formulações produzidas, e um estudo analítico, em que foi analisada a precisão de um modelo bifásico na estimativa da resistência à compressão dos betões leves. Os quarto e quinto trabalhos, também realizados no IST, desenvolvem-se na temática da reabilitação do património construído. No quarto artigo é estudada a viabilidade da utilização de argamassas bastardas de cal aérea e cimento em intervenções em alvenarias de edifícios antigos. Para esse efeito, é desenvolvido um estudo comparativo sobre as propriedades físicas e mecânicas destas argamassas. No quinto artigo, é analisada a influência da fluidez na capacidade de injecção de caldas para a consolidação de alvenarias antigas. Prof. João Ramôa Correia (Coordenador Editorial da RIT)

CORPO CIENTÍFICO: Argentina: Prof. Raúl Husni (Univ. Buenos Aires) husni@arnet.com.ar Brasil: Eng A. Quallarini (UFRJ - Rio de Janeiro) qualharini@all.com.br Prof. Paulo Helene (PPC-EPUSP - S. Paulo) helene@pcc.usp.br Prof. Ubiraci Souza (POLI-USP - S. Paulo) ubisouza@pcc.usp.br Chile: Prof. Alfredo Serpell (PUC - Santiago) aserpell@ing.puc.cl Prof. Ernesto Cruz (PUC - Santiago) ecruz@ing.puc.cl Colômbia: Prof. Jairo Uribe Escamilla (Escuela Colombiana de Ingeniería - Bogotá) juribe@escuelaing.edu.co Cuba: Prof. J. Salvador (ISPJAE - Cuba) rlourdes@civil.ispjae.edu.cuba Espanha: Prof. Enrique Mirambell (UPC - Barcelona) enrique.mirambell@upc.es Prof. Antonio R. Marí (UPC - Barcelona) antonio.mari@upc.es Prof. Antonio Aguado (UPC - Barcelona) antonio.aguado@upc.es Prof. Carmen Andrade (Instituto Eduardo Torroja – Madrid) andrade@ietcc.csic.es México: Prof. Pedro Castro (Centro de Investigación y Estudios Avanzados del IPN - Mérida) pcastro@mda.cinvestav.mx Moçambique: Engª. Alexandra Neves (UEM - Moçambique) almapane@zebra.uem.mz Paraguai: Prof. Luis Alberto Lima (Facultad de Ingeniería de la UNA - Asunción) luislima@edan.edu.pv Portugal: Prof. Fernando Branco (IST - Lisboa) fbranco@civil.ist.utl.pt Prof. Júlio Appleton (IST - Lisboa) cristina@civil.ist.utl.pt Prof. António Reis (IST - Lisboa) antonio.reis@grid.pt Inv.José Catarino (LNEC - Lisboa) jmcatarino@lnec.pt Prof. A. Adão da Fonseca (FEUP - Porto) adaodafonseca@afaconsultores.pt Prof. Joaquim Figueiras (FEUP - Porto) jafig@fe.up.pt Prof. Victor Abrantes (FEUP - Porto) va.consultores@mail.telepac.pt Prof. António Tadeu (FCTUC - Coimbra) tadeu@dec.uc.pt

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SISTEMA DE INSPECÇÃO, DIAGNÓSTICO E REPARAÇÃO DE PAREDES DE ALVENARIA ADELAIDE GONÇALVES

JORGE DE BRITO

FERNANDO BRANCO

BÁRBARA AMARO

Mestre em Construção (IST) Lisboa

Professor Catedrático IST/UTL Lisboa

Mestre em Eng. Civil (IST) Lisboa

SUMÁRIO O presente artigo descreve um sistema de inspecção, diagnóstico e reparação aplicável em paredes de alvenaria e seus revestimentos, no sentido de facilitar o processo de inspecção e tomada de decisão quanto à reparação destes elementos, contribuindo simultaneamente para o combate à sua degradação. Os tipos de anomalias, causas relacionadas e técnicas de reparação adequadas são classificados e listados, assim como posteriormente relacionados através de matrizes de correlação, criando uma base de dados. Esta disponibiliza ao inspector a informação necessária sobre a patologia em paredes de alvenaria, assim como a sua tipificação e distribuição através de uma terminologia adequada, permitem que se realize uma análise estatística indicativa das principais origens de anomalias. O desenvolvimento do sistema mencionado, dentro de uma estratégia de manutenção pró-activa, consiste numa inovação que traz vantagens ao tema da reabilitação tanto em Portugal, como nos restantes países em que a construção com paredes de alvenarias é uma técnica frequente. ABSTRACT This paper describes an inspection, diagnosis and repair system applied to masonry walls and their coatings, in order to facilitate the process of inspection and decision-making concerning the repair of these elements, simultaneously contributing to oppose their degradation. The types of anomalies, related causes and adequate repair techniques are classified and listed, and later related through correlation matrices, thus creating a database. This data base provides the inspector with the information needed on the pathology of masonry walls, as well as their classification according to an adequate terminology, allowing a statistical analysis of the main sources of anomalies to be made. The development of this system, within a proactive maintenance strategy, is itself innovative and brings advantages to the theme of rehabilitation in Portugal and other countries where masonry walls are frequently built.

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INTRODUÇÃO As alvenarias têm sido a solução construtiva por excelência para a realização do elemento construtivo parede. A sua concepção, desenho e tecnologia de construção, entendidos no sentido de qualidade holística, devem ter presentes vectores fundamentais, tais como: o conforto higro-térmico e acústico, a saúde dos utilizadores, a poupança de energia e/ou a utilização de energias alternativas e ainda o aumento da qualidade e do ciclo de vida dos edifícios (Pinto, 2003). Segundo os censos realizados em 2001, em Portugal, pelo Instituto Nacional de Estatísticas, 47,1% dos edifícios existentes neste país apresentam necessidades de reparação ao nível das paredes e caixilharias exteriores. No entanto, dados de 2000 da AECOPS (Associação de Empresas de Construção e Obras Públicas) indicam que o investimento nesta área, em Portugal, ainda é apenas de cerca de 11% do total anual da actividade total de construção de edifícios. Verifica-se, deste modo, uma necessidade de apostar na área da reabilitação e realçando a importância económica e social das paredes de alvenaria, apostando num maior investimento no estudo dos defeitos e soluções das paredes de alvenaria não-resistente, em particular das de fachada. Neste sentido, através de um sistema de inspecção, diagnóstico e reparação, apresenta-se no presente artigo uma forma de integrar e sistematizar as anomalias passíveis de serem detectadas em paredes de alvenaria (tosco + revestimento), identificar as causas mais prováveis da sua ocorrência e definir as técnicas de reabilitação mais adequadas.

1. JUSTIFICAÇÃO Além da importância funcional e estética, as paredes de alvenaria revestidas influenciam economicamente a construção, visto que os trabalhos de alvenaria, incluindo os revestimentos, correspondem a cerca de 13 a 17% do valor total da construção, valor que só é excedido pelas estruturas de betão (Lourenço, 2002). Para efectivar a adopção de uma estratégia de intervenção correctiva, é necessário o conhecimento dos fenómenos patológicos que afectam as paredes de alvenaria, discriminando a sua ocorrência por elemento constituinte (tosco, revestimentos e acabamentos) e atender ainda às causas que lhe estão subjacentes. Neste sentido, considera-se pertinente o desenvolvimento de um sistema de inspecção e diagnóstico que facilite a escolha de medidas de intervenção adequadas, auxiliando o inspector na selecção do melhor método de correcção das manifestações patológicas mais correntes e impedindo o seu agravamento.

2. AMBITO DE APLICAÇÃO O sistema de inspecção, diagnóstico e reparação apresentado é aplicável às paredes de alvenaria com as soluções construtivas mais comuns em Portugal. O âmbito da investigação integra as paredes de alvenaria de tijolos cerâmicos ou de blocos de betão revestidas com reboco tradicional pintado ou revestimentos descontínuos aderentes (placas de pedra e ladrilhos cerâmicos).

3. OBJECTIVOS Além da criação de um sistema que permita facilitar a obtenção de um diagnóstico correcto, e conse-quentemente uma adequada reparação, o estabelecimento de uma tipificação dos fenómenos patológicos e dos seus factores condicionantes permite a utilização de uma linguagem padronizada com incidência específica neste tema que promova uma estratégia de manutenção pro-activa de paredes de alvenaria. 4. METODOLOGIA A metodologia utilizada, no sentido de alcançar os objectivos referidos, passa por diversas etapas sequenciais, permitindo a construção das ferramentas necessárias para elaborar o sistema de inspecção e diagnóstico pretendido (listas classificativas, matrizes de correlação e fichas resumo).

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Numa etapa inicial, identificam-se os diversos pressupostos que permitem elaborar uma lista classificativa das anomalias mais comuns. O critério a seguir para a classificação das anomalias é a observação visual, contrariamente a outros tipos de classificação de anomalias que se regem em função das causas que contribuem para a sua ocorrência. A definição do critério visual permite facilitar a identificação e diagnóstico, uma vez que permite obter indicações importantes relativas à natureza da deterioração e ao grau de extensão dessa deterioração. Seguidamente, são definidas e classificadas as causas prováveis associadas à ocorrência de cada um dos fenómenos patológicos. De forma a facilitar o conhecimento das relações mais prováveis entre anomalias e causas, atribui-se uma correspondência entre estas variáveis mediante a introdução de índices de correlação apresentando-se como resultado uma matriz de correlação “anomaliascausas prováveis”. A partir da manipulação numérica desta matriz, é ainda possível determinar a probabilidade de duas anomalias ocorrerem simultaneamente, a qual se representa percentualmente, numa matriz de correlação “inter-anomalias”. Atribuindo classificações às técnicas de intervenção passíveis de utilizar nas diferentes situações, cria-se uma nova base de dados que sintetiza e classifica as várias formas de acção, no sentido de promover a correcção dos fenómenos patológicos identificados. A partir da construção de uma nova matriz que relaciona anomalias e técnicas de reabilitação, definem-se as principais correlações, visando a simplificação do processo de decisão. Adicionalmente, as técnicas pertencentes à lista classificativa são expostas sucintamente em fichas, nas quais se discrimina o procedimento, equipamentos e material, recomendações e limitações assim como a relação com as anomalias que pretendem corrigir. 5. ANOMALIAS Como referido, a tipificação das anomalias advém do critério de observação visual. Na Tabela 1, são apresentadas as classificações atribuídas a cada tipologia de anomalia, tendo por base uma recolha intensiva de referências bibliográficas sobre o tema de patologia em paredes ou seus revestimentos. Realça-se a contribuição dos trabalhos dos seguintes autores para o tema de anomalias em paredes de alvenaria rebocadas (interiores e exteriores): Silva (2002), Dias (2003), Guterres (2003), Sousa et al. (2003, 2011), Flores-Colen et al. (2008), Magalhães (2005), Flores-Colen e de Brito (2010) e Sá et al. (2012). Os trabalhos de Abreu (2003) e Silvestre e de Brito (2011) destacam o tema de patologia em revestimentos cerâmicos, Neto e de Brito (2011) e Sousa et al. (2003) estudaram o mesmo tema em revestimentos de pedra natural e Rodrigues et al. (2006) e Pires et al. (2013) analisaram a patologia de revestimento por pintura. Tabela 1 - Lista classificativa de anomalias em paredes de alvenaria A-A. COMPORTAMENTO GLOBAL DA PAREDE A-A.1 A-A.2 A-A.3 A-A.4

fissuração esmagamento abaulamento degradação das características mecânicas

A-A.5 desajustes face a exigências de conforto térmico A-A.6 desajustes face a exigências de conforto acústico

A-B. SISTEMA DE REVESTIMENTO

A-B.1 fissuração A-B.2 perda de coesão / desagregação A-B.3 perda de aderência

A-B.4 criptoflorescências A-B.5 presença de microrganismos / organismos vivos

A-C. REVESTIMENTO FINAL CERÂMICO / PÉTREO / POR PINTURA

A-C.1 A-C.2 A-C.3 A-C.4 A-C.5

fissuração perda de aderência / desprendimento empolamento eflorescências / criptoflorescências pulverulência

Legenda:

* ** ***

revestimento por pintura revestimento cerâmico aderente revestimento com placas de pedra natural

A-C.6 A-C.7 A-C.8 A-C.9 vivos

descasque / descamação **/*** manchas deficiências de planeza **/*** presença de microrganismos / organismos

Percorrendo a parede desde o interior até à superfície, foram definidos 3 grupos principais de ocorrên-cia de causas. O primeiro grupo de anomalias (A-A. Comportamento global da parede) é o mais abrangente, englobando todos os constituintes da parede desde o suporte até ao revestimento. Os fenómenos anómalos que atinjam somente as camadas de revestimento, sem atingir o suporte agrupam-se no grupo A-B. Sistema de revestimento e finalmente, aqueles que sejam superficiais resumem-se ao grupo A-C. Revestimen-

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to final cerâmico / pétreo / por pintura. A fissuração é a anomalia comum aos três grupos, uma vez que pode atravessar todo a parede ou revelar-se apenas superficial. Deste modo, pode ser classificada de A-A.1 quando atravessa a parede, como resultado de esforços de flexão, corte ou tracção excessivos, de A-B.1 quando a fissuração da camada de revestimento é independente da do suporte e de A-C.1 quando atinge apenas o acabamento. Não se desenvolveu um sistema de distinção dos vários tipos de fissuração (dependendo do seu aspecto, forma ou origem) uma vez que, para fins práticos de diagnóstico e reparação, a técnica de reparação desta anomalia é idêntica, variando apenas com o tipo de acabamento. O esmagamento (anomalia A-A.2) encontra-se associado a situações de compressão excessiva. É uma anomalia pontual geralmente resultado da aplicação de cargas concentradas pontuais, que surge associada a fissurações. Associado também às fissurações, pode identificar-se o abaulamento (anomalia A-A.3), que se manifesta pela falta de verticalidade, desnivelamento ou distorção angular dos paramentos. A anomalia A-A.4 degradação das características mecânicas designa uma tipologia de fenómenos patológicos que se podem dever a diversos factores: a presença de água (mais condicionante), a utilização de argamassas com reduzida resistência mecânica e durabilidade, a acção de agentes ambientais (gelo) e agressivos (ambientes marítimos e industriais). Também com origem na humidificação dos materiais podem ocorrer desajustes face a exigências de conforto térmico (A-A.5), uma vez que a condutibilidade térmica da água inserida nos poros é cerca de 23 vezes maior do que a do ar. Este fenómeno origina a redução do isolamento térmico e a consequente ocorrência de condensações superficiais até então inexistentes. A anomalia A-B.2 perda de coesão / desagregação consiste na desunião dos componentes do reboco, seguida por um fácil destaque de partículas de pequena dimensão. O fenómeno correspondente, em casos de revestimentos por pedra ou cerâmicos, é classificado de A-C.6 descasque / descamação. Esta designação representa ainda os problemas de delaminação / lascagem dos bordos dos ladrilhos. A perda de aderência (anomalia A-B.3) entre o reboco e o suporte, ou entre camadas de reboco, pode manifestar-se em três fases distintas: descolamento, abaulamento ou destacamento da camada de reboco. O descolamento é caracteriza-se pelo afastamento entre o reboco e o suporte. Se, para além do afastamento, se torna perceptível a formação de convexidades na superfície, está-se perante um abaulamento (à semelhança da anomalia A-A.3). No caso de revestimentos por pintura, este fenómeno de deformação convexa da película designa-se de empolamento (A-C.3) e surge a partir de um descolamento localizado de uma ou mais camadas. Da progressão e do agravamento da fissuração provocada pela perda de aderência pode ocorrer destacamento do material no caso de rebocos (e em revestimentos por pintura). No caso de acabamentos por pedra natural ou cerâmicos, verifica-se desprendimento (A-C.2) e consequente queda dos elementos. O fenómeno A-B.4 corresponde a criptoflorescências e, no caso dos acabamentos, pode expressar-se também como eflorescências (A-C.4). Resulta da cristalização de sais nas cavidades ou na superfície dos revestimentos, respectivamente, oriundos do terreno ou dos materiais de construção e transportados por capilaridade. As criptoeflorescências são acompanhadas por um aumento de volume, o qual, na sequência de diversos ciclos de humedecimento - secagem, provoca a desagregação dos materiais. As eflorescências desenvolvem-se, normalmente, à superfície do acabamento, nos pontos mais altos das fachadas dos edifícios ou na base dos muros (zonas mais sujeitas à degradação decorrente da humidade), e expressam-se através de manchas esbranquiçadas. O desenvolvimento de microrganismos / organismos vivos (tais como algas, musgos, líquenes, fungos, plantas diversas) pode ocorrer no sistema de revestimento (nomeadamente em rebocos - A-B.5) ou à superfície do acabamento (A-C.9) e pode integrar dois tipos de degradação: a mecânica, em que a acção dos agentes biológicos provoca a degradação do material, e a química, em que o principal factor de deterioração do material são determinados compostos químicos. As manifestações da biodeterioração são muito similares à degradação física, em que podem surgir pequenas fissuras, o material pode perder a sua coesão e tornar-se friável. Inserem-se nesta tipologia outros tipos de alterações estéticas originárias de organismos vivos, como no caso de dejectos de aves. A anomalia A-C.5 - pulverulência tipifica os fenómenos de alteração do material que podem afectar a sua coesão, expressando-se através de uma consistência pulverulenta. As manchas (anomalia A-C.7) podem surgir em todos os tipos de acabamento em análise e consistem em alterações de cor e de brilho que aparecem em zona definida e contrastante com as zonas vizinhas. Esta anomalia tem consequências puramente estéticas, distinguindo-se das manchas devido à acção de organismos vivos ou das eflorescências, que degradam os materiais. Uma das exigências funcionais de revestimentos de paredes é a planeza (isto é, ausência de ondula-ções) geral ou localizada. Quando é notória a falta de planimetria das superfícies, a anomalia pode classificar-se como A-C.8 deficiências de planeza, e ocorre tanto em revestimentos cerâmicos como em placas de pedra natural.

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6. CAUSAS O sistema classificativo das causas prováveis para a ocorrência de anomalias em paredes de alvenaria de edifícios correntes é apresentado na Tabela 2. A organização das causas por grupos segue um critério cronológico. Assim, são primeiramente apresentados os erros de projecto, seguindo-se os erros de execução, surgindo finalmente as acções exteriores (ambientais e de origem humana), a falta de manutenção durante a fase de exploração e a alteração das condições previstas. Dentro de cada um destes grupos, as causas encontram-se também ordenadas por ordem de acontecimento e, nos casos dos grupos C-C a C-F, por ordem de gravidade e probabilidade de ocorrência. Erros de projecto - De acordo com Silva (2002), a falta de experiência e conhecimento dos projectistas e construtores tem conduzido à adopção de soluções desadequadas e com graves repercussões patológicas. O projecto deve atender, aquando da definição dos materiais constituintes das paredes de alvenaria, às acções a que estarão sujeitos, à localização (exterior, interior, paredes enterradas, caves, etc.) e à função que têm de desempenhar, respeitando a compatibilidade entre o suporte e os revestimentos. Deve ser especificada, em caderno de encargos, a constituição dos materiais a aplicar bem como as técnicas e condições de aplicação que devem ser seguidas. Só assim será possível tornar cada vez mais independente a qualidade da construção da qualidade da mão-de-obra. As causas listadas no grupo C-A (Tabela 2) pretendem englobar as principais origens na fase de con-cepção dos revestimentos de alvenaria e, através do sistema criado, utilizando a matriz de correlação entre causas e anomalias, providencia-se conhecimento sobre as melhores formas de prevenção de anomalias, em projecto. Tabela 2 - Lista classificativa de causas - C-A Erros de projecto C-A ERROS DE PROJECTO C-A1 deformabilidade excessiva da estrutura / má concepção do projecto de estabilidade C-A2 falta de coordenação entre os projectos de arquitectura e das especialidades

C-A8 incumprimento das regras de concepção dos revestimentos C- A9 inexistente / insuficiente isolamento térmico C-A10 inexistente / insuficiente ventilação

C-A5 humidade do terreno

C-A13 caderno de encargos deficiente

C-A3 inadequação / incompatibilidade / má qualidade C-A11 deficiente isolamento acústico da parede dos materiais prescritos C-A12 má concepção / pormenorização das redes de C-A4 insuficiente estabilidade / resistência da parede distribuição e drenagem de águas C-A6 humidade de precipitação

C-A7 má concepção de ligações das paredes a outros elementos

C-A14 pormenorização incompleta, com utilização excessiva de desenhos tipo desadequados à obra

Erros de execução - A deficiente compreensão do projecto, relativamente aos pormenores construtivos e às características a exigir aos materiais e a utilização de mão-de-obra não qualificada têm consequências no comportamento do revestimento, uma vez que propiciam o desenvolvimento de anomalias. Acções como a deficiente compactação, descofragem precoce e armazenamento em obra dos materiais condicionam a qualidade da construção. O desrespeito pelas condições de aplicação, a má execução de zonas de remate de coberturas e paredes ou a má execução do sistema de drenagem de águas residuais e pluviais são exemplos de focos de infiltração da água da chuva que, embora alheios à construção das paredes de alvenaria, podem afectar as exigências que lhe são impostas e conduzir a uma degradação precoce. Deste modo, as acções mais relevantes que levam à ocorrência de anomalias na fase de construção são listadas no grupo C-B, prefazendo um total de 16 casos (Tabela 3).

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Tabela 3 - Lista classificativa de causas - C-B Erros de Execução C-B ERROS DE EXECUÇÃO

C-B1 incumprimento dos projectos C-B2 pessoal inexperiente C-B3 compactação / estabilização deficiente do solo

C-B11 má execução da verga

C-B5 armazenagem deficiente dos materiais C-B6 indevidas condições de aplicação

C-B14 má execução da cobertura, respectivos remates e platibandas

C-B4 descofragem precoce / inadequada

C-B12 incorrecta execução dos revestimentos

C-B13 insuficiente regularização das superfícies acabadas

C-B7 instalação incorrecta de barreiras de impermeabilização e C-B15 inexistência de pingadeiras nas zonas inferiores drenagem de paredes enterradas de elementos horizontais C-B8 má execução dos panos de alvenaria e de remates C-B9 má execução da caixa-de-ar de paredes duplas C-B10 incorrecta ligação entre paredes e à estrutura

C-B16 má execução dos sistemas de distribuição de água e drenagem de águas residuais/pluviais

Acções ambientais - As acções ambientais fazem-se sentir nos revestimentos exteriores, afectando os materiais expostos. Estas acções, associadas a erros de projecto, execução e mesmo a falhas de manutenção, constituem o foco das diversas anomalias que surgem em paredes de alvenaria exteriores. Estudos indicam que fachadas viradas a Poente são as mais expostas à chuva incidente acompanhada de vento, o que se conjuga negativamente com o facto de a fissuração resultante dos efeitos da temperatura ser mais expressiva precisamente na zona Poente do edifício, em especial junto à cobertura (Dias, 2003). A ocorrência de infiltrações de água implica o aparecimento de outras anomalias, nomeadamente: a degradação dos materiais, criptoflorescências, eflorescências, descolamento de ladrilhos cerâmicos e placas de pedra (por degradação da camada de assentamento). Na totalidade, listaram-se 8 tipos base de acções ambientais, na lista classificativa C-C (Tabela 4). Tabela 4 - Lista classificativa de causas - C-C Acções Ambientais

C-C1 variações térmicas C-C2 chuva C-C3 variações de humidade C-C4 vento

C-C ACÇÕES AMBIENTAIS

C-C5 exposição solar C-C6 poluição atmosférica C-C7 acção biológica C-C8 gelo (ciclos gelo / degelo)

Acções de origem humana - No grupo C-D, pode-se identificar dois tipos de acções de origem hu-mana: a propositada e a acidental (Tabela 5). O vandalismo representa uma acção que é realizada propositadamente com o objectivo de provocar determinada reacção ou destruição. Cargas fortuitas, assim designadas devido ao seu carácter aleatório e de difícil previsão, podem provocar anomalias, especialmente em paredes exteriores. Os cantos salientes e as zonas próximas da base são as áreas mais susceptíveis a este tipo de acção. Constituem exemplos os choques de corpos contra as paredes, nomeadamente a colisão de automóveis ou transporte de materiais que possam causar danos nas paredes. Tabela 5 - Lista classificativa de causas - C-D Acções Acidentais de origem humana C-D ACÇÕES ACIDENTAIS DE ORIGEM HUMANA C-D1 vandalismo / graffiti

C-D2 impactos fortuitos / acidente de tráfego

Falhas na manutenção - Uma adequada manutenção dos revestimentos permite manter a vida útil prevista dos paramentos verticais. Neste sentido, a identificação do tipo de fenómenos associados à ausência de manutenção permite entender as origens de algumas anomalias e, principalmente, discre-tizar as acções que as possam evitar. Listados no grupo C-E (Tabela 6), encontram-se os principais casos de falta de manutenção, nomeadamente: a corrosão de elementos metálicos (originando man-chas de ferrugem na pare-

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de), o entupimento de caleiras, algerozes e tubos de queda (originando infil-trações que podem afectar as paredes), o envelhecimento do material das juntas de dilatação (impli-cando a sua perda de estanqueidade), entre outros. Tabela 6 - Lista classificativa de causas - C-E Falhas na manutenção C-E FALHAS NA MANUTENÇÃO C-E1 corrosão em elementos metálicos C-E2 anomalias em canalizações

C-E6 inexistência de limpeza / manutenção em revestimentos

C-E4 ventilação insuficiente em interiores

C-E8 envelhecimento natural

C-E3 juntas de dilatação com funcionamento deficiente C-E7 falta manutenção em elementos secundários C-E5 temperatura interior baixa

C-E9 presença de vegetação / ninhos de animais

Alteração das condições inicialmente previstas - Este grupo de causas, classificado com a nomen-clatura C-F (Tabela 7), na lista classificativa de causas desenvolvida, engloba as possibilidades de ocorrência de uma alteração nas condições de uso ou da envolvente, perante o previsto em projecto e na fase de execução (movimentos no terreno, alteração o cenário urbano envolvente), constituindo o grupo de causas mais dificilmente evitável. Tabela 7 - Lista classificativa de causas - C-F Alteração das condições inicialmente previstas C-F ALTERAÇÃO DAS CONDIÇÕES INICIALMENTE PREVISTAS C-F1 escavações na vizinhança do edifício

C-F2 concentração de cargas e de esforços

C-F3 aumento do nível do solo adjacente à parede

C-F4 alteração das condições de utilização

C-F5 alteração dos parâmetros de conforto C-F6 economia de energia

7. MATRIZES DE CORRELAÇÃO Uma vez identificados e classificados os principais fenómenos patológicos passíveis de ocorrer em revestimentos de paredes de alvenaria, assim como as principais oriens, é possível criar correspondên-cias entre as variáveis identificadas, através de matrizes, no sentido de providenciar informação compilada sobre as principais relações existentes. Impõe-se assim uma metodologia que facilite o diagnóstico da patologia verificada em paredes de alvenaria através da análise lógica entre as causas e efeitos (Matriz de correlação anomalias - causas prováveis) e das anomalias entre si (Matriz de correlação inter-anomalias). Este tipo de matrizes facilita o diagnóstico em obra ao inspector, uma vez que permite analisar o índice de simultaneidade das anomalias e verificar a contribuição de cada uma das causas enunciadas para o seu aparecimento. Matriz de correlação anomalias - causas prováveis Esta ferramenta, que relaciona as anomalias detectadas com as respectivas causas é apresentada por Brito (2009) e seguida por diversos autores que apoiam esta metodologia (Silvestre e de Brito, 2011; Neto e de Brito, 2011; Sá et al., 2012; Amaro et al., 2012; Pires et al., 2013). A matriz de correlação anomalias - causas prováveis segue um código simples, onde são criados graus de correlação, dividindo as causas prováveis em causas próximas (directas) e primeiras (indirectas). Na matriz apresentada na Tabela 8, foi estabelecida uma relação entre cada anomalia (representada nas colunas) e as causas prováveis (representada nas linhas) que lhe estão subjacentes, de acordo com o grau de correlação correspondente, sendo que (Brito, 2009): • 0 - sem relação: não existe qualquer relação (directa ou indirecta) entre a causa e a anomalia; • 1 - pequena relação: causa indirecta (primeira) da anomalia relacionada com o despoletar do processo de degradação; causa não necessária para o desenvolvimento do processo, embora o catalize; • 2 - grande relação: causa directa (próxima) da anomalia associada à fase final do processo de degradação; quando a causa ocorre, constitui uma das razões principais do processo de degradação e é indispensável ao seu desenvolvimento. Do estudo das relações definidas, obtém-se a estatística apresentada na Figura 1, que demonstra que os erros de execução e de

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projecto são a principal origem de anomalias em paredes de alvenaria. Estes dados vêm realçar o interesse de proceder à sistematização e implementação de medidas que visem a prevenção e eliminação de anomalias, para as quais o presente sistema pretende contribuir. Tabela 8 - Matriz de correlação anomalias-causas mais prováveis C/A A-A.1 A-A.2 A-A.3 A-A.4 A-A.5 A-A.6 A-B.1 A-B.2 A-B.3 A-B.4 A-B.5 A-C.1 A-C.2 A-C.3 A-C.4 A-C.5 A-C.6 A-C.7 A-C.8 A-C.9 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 1 0 0 0 C-A1 2 2 2 1 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 C-A2 1 1 1 2 1 2 1 2 2 2 1 2 1 2 2 0 2 0 1 1 0 1 C-A3 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 2 1 2 C-A4 2 2 0 0 2 0 1 2 2 1 2 2 2 0 1 0 0 2 2 0 C-A5 0 1 0 2 2 0 1 1 1 1 1 1 1 0 0 1 2 C-A6 0 0 0 0 1 0 0 1 0 0 1 0 1 0 1 0 0 1 0 1 0 0 C-A7 0 0 2 1 1 2 2 2 1 2 2 0 1 1 0 1 0 0 0 0 0 C-A8 1 0 1 0 0 0 0 1 1 0 0 0 0 0 2 0 0 0 0 C-A9 0 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 C-A10 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 2 0 0 C-A11 0 0 0 1 0 1 0 0 1 0 0 0 1 1 0 0 1 1 0 1 0 0 C-A12 0 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 0 0 1 1 0 1 1 0 0 0 C-A13 0 1 1 1 0 1 0 1 1 1 0 0 1 1 1 1 0 0 0 C-A14 1 1 1 0 1 1 0 1 1 0 0 0 1 0 0 1 C-B1 1 1 1 1 1 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 1 1 1 1 1 0 1 1 1 C-B2 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 2 1 2 0 C-B3 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C-B4 1 0 2 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 1 0 0 0 1 0 0 1 C-B5 0 1 2 0 2 2 2 2 1 2 2 1 0 0 2 0 0 1 1 0 C-B6 2 0 0 2 1 2 1 1 2 1 1 2 2 0 0 2 2 0 0 0 C-B7 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 2 1 0 C-B8 1 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 1 0 0 1 2 0 0 0 C-B9 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 1 0 1 C-B10 2 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 2 0 0 2 0 C-B11 1 2 1 1 0 2 2 2 2 2 1 0 1 0 2 1 0 0 0 0 C-B12 2 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C-B13 0 0 1 0 1 1 1 0 0 1 0 0 1 0 0 1 1 0 1 0 0 C-B14 2 2 0 0 1 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C-B15 0 1 0 1 1 0 1 1 1 0 1 1 0 0 1 1 0 0 0 0 C-B16 0 0 1 0 1 1 2 0 0 1 2 1 0 1 0 0 0 1 2 0 2 C-C1 2 2 0 1 2 2 2 0 1 1 1 0 1 1 0 0 1 1 C-C2 1 0 0 1 1 1 2 2 1 1 0 1 1 1 1 0 0 1 2 1 C-C3 2 0 1 0 1 1 0 2 0 0 0 0 1 1 0 2 0 0 0 1 0 C-C4 1 1 1 0 1 0 0 1 1 0 0 1 0 0 0 0 0 1 C-C5 0 0 0 2 2 0 0 1 0 0 1 1 0 0 1 0 1 0 0 0 0 C-C6 0 0 2 0 2 1 0 0 1 2 1 0 1 2 0 0 0 0 1 C-C7 0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 1 C-C8 1 1 0 2 0 0 0 0 1 1 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C-D1 0 1 0 0 0 0 2 0 2 2 0 0 0 0 1 0 0 0 1 2 C-D2 0 0 2 0 1 2 0 0 0 0 0 0 2 1 0 0 0 0 C-E1 0 0 0 2 1 0 2 1 1 2 1 1 2 1 0 0 0 0 1 C-E2 0 0 0 0 0 1 0 1 1 1 0 0 0 1 1 0 0 0 1 0 0 0 C-E3 0 2 0 2 0 1 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C-E4 0 0 0 0 1 0 0 1 0 2 0 1 0 0 0 0 0 0 1 0 0 C-E5 0 0 2 1 2 0 1 1 0 0 0 1 0 0 0 1 0 0 C-E6 0 0 0 0 0 1 2 0 0 0 0 1 1 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0 0 C-E7 0 1 0 0 1 0 0 2 0 0 1 0 0 0 0 0 0 1 C-E8 0 0 0 0 2 0 0 1 0 2 0 0 2 0 0 1 0 0 0 0 0 0 C-E9 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 C-F1 2 0 2 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 2 0 0 C-F2 2 1 1 0 0 1 0 1 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 0 2 0 C-F3 2 1 0 2 0 0 1 2 2 0 0 2 0 0 0 0 0 0 0 0 C-F4 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 2 2 0 C-F5 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 2 0 0 C-F6 0 0 0

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28%Contribuição de cada grupo de causas para a 29% ocorrência de anomalias 19% 7% 3% 14% 28% 14% 3%

7% 100%

19%

29%

C-A Erros de projecto C-B Erros de execução C-C Acções ambientais C-D Acções acidentais de origem humana C-E Falhas na manutenção C-F Alteração das condições inicialmente previstas

Figura 1 - contribuição de cada grupo sde causas para a ocorrência de anomalias

Matriz de correlação inter-anomalias A generalidade dos casos de desenvolvimento de anomalis encontra-se associada ao aparecimento de outras anomalias, invalidando, por vezes, a correspondência única com as causas listadas. É frequente que um ou mais tipos de fenómenos apareçam associados, quer por existirem condições propícias para tal, quer porque são consequências uns dos outros. É disso exemplo a fissuração de paredes (A-A.1) de alvenaria ou dos seus revestimentos (A-B.1) que leva ao aumento da ocorrência de infiltrações devido à acção conjunta da chuva e do vento. Por outro lado, a ocorrência de infiltrações pode originar a degradação do material (A-A.4), a presença de bolores e fungos (A-C.9 e A-B.5) e provocar uma humidificação acentuada das paredes. A matriz de correlação inter-anomalias (Tabela 9) permite saber quais as anomalias que têm mais probabilidade de ocorrer simultaneamente a outra anomalia detectada, facilitando assim a implementação de acções de prevenção. Esta ferramenta reveste-se de grande importância para entendimento global dos fenómenos de aparecimento e desenvolvimento de ocorrências anómalas nas paredes de alvenaria, sendo fundamental para a obtenção de um correcto diagnóstico. Os índices de correlação inter-anomalias, obtém-se através da manipulação numérica das correlações definidas na matriz de correlação anomalias - causas prováveis, de acordo com a metodologia definida por Brito (2009). Inicialmente determina-se um índice de correlação CIkj considerando cada anomalia “k” e outra anomalia “j”, de acordo com a seguinte equação.

C I

= ∑ cik cij , sendo N o número total de causas prováveis (N = 55). i =1

A atribuição de valores percentuais de correlação facilita, ao inspector, a análise da matriz, determinando a probabilidade de ocorrência de uma anomalia na presença de outra. Esta correlação percentual entre anomalias obtém-se mediante o cálculo da relação entre índice de correlação real (CIjk) e o índice de correlação teórico máximo (Imk), os quais se determinam a partir das seguintes equações: N

I Mk = ∑ (cik × 2 ) , sendo N o número total de causas prováveis (N = 55); i =1

C I

% kj

C I

I Mk

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Tabela 9 - Matriz de correlação “inter-anomalias” C/A A-A.1 A-A.2 A-A.3 A-A.4 A-A.5 A-A.6 A-B.1 A-B.2 A-B.3 A-B.4 A-B.5 A-C.1 A-C.2 A-C.3 A-C.4 A-C.5 A-C.6 A-C.7 A-C.8 A-C.9 A-A.1

25%

39%

38%

14%

11%

17%

24%

18%

13%

25%

40%

33%

18%

24%

19%

21%

28%

A-A.2 82%

41%

32%

18%

14%

36%

14%

32%

10% 0%

A-A.3 88%

28%

41%

13%

22%

16%

28%

13%

28%

44%

41%

13%

28%

22%

28%

A-A.4 40%

10%

19%

26%

16%

43%

28%

37%

38%

31%

40%

41%

43%

31%

16%

47%

18%

43%

A-A.5 22%

39%

17%

28%

20%

35%

37%

22%

26%

28%

33%

17%

13%

50%

35%

A-A.6 27%

13%

10%

27%

10%

27%

37%

10%

23%

13%

27%

10%

20%

A-B.1 38%

22%

34%

50%

41%

34%

22%

66%

72%

63%

31%

63%

41%

59%

50%

25%

A-B.2 29%

50%

22%

28%

31%

36%

48%

41%

47%

48%

47%

48%

24%

64%

24%

55%

A-B.3 38%

26%

56%

26%

38%

53%

47%

38%

56%

62%

74%

53%

41%

62%

41%

47%

A-B.4 20%

54%

35%

24%

46%

35%

48%

35%

48%

59%

37%

13%

67%

17%

54%

A-B.5 10%

43%

28%

12%

47%

22%

37%

32%

35%

47%

37%

13%

72%

67% 39%

A-C.1 32%

16%

38%

18%

14%

38%

43%

34%

29%

34%

68%

59%

38%

55%

34%

64%

39%

A-C.2 37%

10%

18%

35%

15%

14%

29%

35%

27%

28%

24%

49%

53%

29%

42%

27%

51%

33%

A-C.3 39%

21%

45%

21%

32%

45%

40%

35%

34%

53%

66%

45%

55%

39%

61%

35%

42% 60%

A-C.4 25%

56%

29%

19%

52%

35%

52%

54%

40%

44%

54%

44%

21%

73%

12%

A-C.5 26%

14%

32%

12%

11%

30%

42%

27%

26%

33%

47%

50%

52%

35%

41%

65%

27%

45%

A-C.6 39%

25%

31%

17%

11%

36%

39%

17%

22%

53%

58%

67%

31%

75%

53%

44%

22%

A-C.7 16%

33%

24%

20%

39%

22%

32%

45%

38%

42%

40%

45%

20%

13%

58%

A-C.8 50%

18%

23%

30%

40%

35%

20%

10%

55%

65%

55%

15%

45%

40%

30%

10%

A-C.9

39%

22%

11%

43%

22%

34%

54%

30%

35%

42%

41%

11%

76%

Obtidos os índices de correlação teóricos percentuais (CI%jk), a matriz de correlação passa assim a ser assimétrica dado que a probabilidade de ocorrência da anomalia j quando se verifica a anomalia k não é, obrigatoriamente, idêntica à probabilidade da sequência inversa. A matriz de correlação inter-anomalias apresenta deste modo, em cada célula, a probabilidade de ocorrência da anomalia j (coluna j) quando se verifica a anomalia k (linha k). 8. TÉCNICAS DE REABILITAÇÃO Uma vez inspeccionadas as anomalias e identificadas as suas causas, alcança-se a fase de tomada de decisão relativamente à técnica de intervenção mais adequada para cada caso, visando a eliminação da anomalia e procurando que não torne a surgir. Seguindo a metodologia referida, posteriormente a um exaustivo estudo bibliográfico, foi possível elaborar uma lista classificativa de técnicas de reparação para anomalias ou defeitos em paredes de alvenaria (Tabela 10).

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Tabela 10 - Lista classificativa de técnicas de reparação R-A. PAREDE DE ALVENARIA R-A.1 criação de apoios suplementares (rp) R-A.2 execução de ligações não rígidas aos elementos estruturais (rp)

R-A.7 introdução de barreiras estanques através de corte na parede (rp)

R-A.3 substituição / reforço de elementos da alvenaria (rp)

R-A.9 electro-osmose (rp)

R-A.4 substituição / colocação dos grampos de ligação dos panos (rp)

R-A.10 drenos atmosféricos (rp) R-A.11 construção de panos de paredes que ocultem as paredes afectadas (rc)

R-A.5 preenchimento / colmatação das fissuras (rc)

R-A.8 introdução de produtos impermeabilizantes (rp)

R-A.12 melhoria do isolamento térmico (rf) / (rc)

R-A.6 reparação dos tubos da caixa-de-ar (rp)

R-A.13 melhoria do isolamento acústico (rf)

R-B. SISTEMA DE REVESTIMENTO

R-B.1 substituição parcial ou total de elementos e materiais afectados (rc)

R-B.2 aplicação de revestimento sobre o existente (rc) R-B.3 preenchimento / colmatação das fissuras (rc) R-B.4 aplicação de reboco de desempenho térmico melhorado

R-B.5 aplicação de reboco desumidificador (rc) R-B.6 colocação de revestimentos não aderentes com ou sem isolamento térmico (rc) / (rf) R-B.7 colocação de revestimento armado aderente com isolamento térmico (rc) / (rf)

R-C. REVESTIMENTO FINAL

R-C.1 substituição total / parcial do material de revestimento final (rp) / (rc) / (m)

R-C.6 substituição do material de preenchimento das juntas (rc) **/***

R-C.2 aplicação de novo revestimento sobre o existente (rc)

R-C.7 protecção de cantos salientes (rp)

R-C.3 pintura das paredes com cores claras (rp) * R-C.4 aumento da espessura / inserção de juntas de movimento (rp) **/*** R-C.5 injecção de resinas de preenchimento do material de assentamento (rc) **/***

R-C.8 aplicação de barreiras pára-vapor nos paramentos interiores de paredes (rp) / (m) R-C.9 aplicação de protector de superfície (rp) / (m) R-C.10 limpeza / lavagem das superfícies (rc) / (m)

R-D. ENVOLVENTE

R-D.1 eliminação dos assentamentos das fundações (rp) R-D.2 eliminação das fontes de água (rp) / (m)

R-D.10 manutenção do sistema de drenagem de águas pluviais (m)

R-D.3 execução de valas drenantes periféricas com ou sem enchimento (rp)

R-D.11 substituição / tratamento de peitoris / criação de pingadeiras (rp)

R-D.4 pavimento radiante (rp)

R-D.12 colocação de elementos complementares nas coberturas (rp)

R-D.5 aumento da temperatura ambiente (rp) R-D.6 controlo da humidade através de desumidificadores (rp) R-D.7 reforço da ventilação dos espaços (rp)

R-D.13 substituição / reparação do material das juntas de dilatação (rp)

R-D.8 execução de barreiras acústicas (rc)

R-D.14 sistemas de protecção contra aves (rp)

R-D.9 substituição / manutenção dos elementos degradados (rp) / (m) Legenda:

* ** ***

revestimento por pintura revestimento cerâmico aderente revestimento com placas de pedra natural

Sendo o estudo de técnicas de reparação de paredes de alvenaria e seus revestimentos um tema relativamente bem aprofundado, destacam-se os autores Flores-Colen et al. (2004), Neto e de Brito (2011), Rosenbom e Garcia (2003), Sá et al. (2012) e Silva (2002) pelo seu contributo, assim como as normas actuais publicadas pela ASTM (American Society for Testing Materials) que determinam procedimentos para uma adequada eliminação de anomalias. A classificação das técnicas de reabilitação é apresentada, na maioria da documentação existente, em função do resultado pretendido, mas verifica-se uma escassez de autores que relacionem a classificação das técnicas com o tipo de elemento a reabilitar. Assim, e considerando as diversas metodologias correctivas aplicáveis às anomalias mencionadas, os critérios adoptados para a classificação das técnicas de reabilitação de paredes de alvenaria do presente sistema de inspecção, diagnóstico e reparação são os seguintes: • distribuição das técnicas por grupos representativos dos elementos a serem reabilitados;

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• organização dos grupos em função da importância que o seu papel representa no correcto cumprimento das exigências impostas às paredes de alvenaria; • definição, dentro de cada grupo, das técnicas de reabilitação viáveis e ordenação por semelhança; • classificação das técnicas de reabilitação dentro de cada grupo de acordo com a sua natureza (preventiva, curativa, manutenção e reforço). Desenvolveu-se um grupo representativo da envolvente, atendendo à possibilidade de, em certos casos, se eliminar causas não imputáveis à parede, mas sim aos elementos que com ela podem interagir (estrutura, humidades do solo, elementos secundários, ventilação e aquecimento dos espaços). As restantes técnicas de reabilitação dividem-se pelos diversos elementos constituintes da parede, de acordo com o grau de gravidade da anomalia que pretendem reparar. No caso da inspecção e reabilitação, recorre-se com maior frequência a medidas correctivas (as quais permitem reparar directamente a anomalia, eliminando-a) uma vez o elemento em estudo já é existente. Estas dividem-se da seguinte forma: • técnicas de reabilitação preventivas (rp): acções que envolvem a eliminação da causa, embora possam não tratar directamente a anomalia; • técnicas de reabilitação curativas (rc): são as que permitem reparar directamente a anomalia, eliminando-a, ocultando-a ou protegendo-a da causa, não implicando, portanto, a eliminação da causa; • trabalhos de manutenção (m): correspondem a acções de pequeno grau de intervenção que incluem técnicas de limpeza, reparação / substituição pontual e tratamentos de prevenção; • técnicas de reforço (rf): permitem corrigir os desajustes face a exigências de conforto (térmico e acústico) e de economia. Ao todo a lista compila 44 técnicas, repartidas por quatro grupos mas somente algumas são sintetiza-das em fichas devido à sua natureza. As técnicas que se encontram a cinzento são as que, quer devido ao seu carácter não dependente dos técnicos (sendo exemplo o aumento da temperatura ambiente, a utilização de desumidificadores), quer devido ao facto de a sua aplicação envolver metodologias fora do âmbito do presente artigo (por exemplo a eliminação dos assentamentos das fundações, colocação de elementos complementares nas coberturas), não são incluídas. Variando os grupos com a profundidade da reparação (R-A parede de alvenaria; R-B - Sistema de revestimento; R-C - revestimento final ou acabamento), as técnicas incluidas em cada grupo relacio-nam-se com vários tipos de intervenção. São exemplos de técnicas preventivas (rp), a aplicação de hidrófugos de superfície (R-C.9) ou a introdução de reforços nos elementos de alvenaria (R-A.3). Estas soluções, embora aplicadas em acções reparação ou manutenção devido à sua natureza e objectivo, visam impedir o reaparecimento das anomalias em edifícios existentes e eliminar a causa. As técnicas curativas (rc) implicam a substituição do material degradado / afectado pela anomalia e assumem a possível alteração das características ou geometria dos materiais. São exemplos as técnicas R-A.5 preenchimento / colmatação das fissuras e R-B.1 substituição parcial ou total de elementos e materiais afectados. As acções de manutenção (m) incluem técnicas de limpeza, reparação / substituição pontual e tratamentos de prevenção. As falhas na manutenção colocam em causa a durabilidade dos materiais e o correcto desempenho das paredes de alvenaria. Um exemplo consiste na falta de limpeza dos sistemas de drenagem de águas pluviais nas coberturas, que, ao entupirem, põem em causa a estanqueidade da cobertura, permitindo o acesso da água às paredes (técnica de reabilitação R-D.11 - manutenção do sistema de drenagem de águas pluviais). As soluções de reforço das características funcionais dos elementos de construção (rf) visam corrigir os desajustes existentes face a determinadas exigências, nomeadamente de conforto higrotérmico e acústico. A técnica de reabilitação R-A.12 (melhoria do isolamento térmico) relaciona-se com sistema de isolamento do tipo de parede dupla ou isolante na caixa-de-ar, sendo que o caso de reforço do isolamento pelo exterior é focado nas técnicas R-B.6 (colocação de revestimentos não aderentes com ou sem isolante térmico) e R-B.7 (colocação de revestimento armado aderente com isolante térmico). Como referido, desenvolveram-se fichas de técnicas de reabilitação, nas quais se agrupa toda a informação relevante ao seu procedimento, materiais, equipamentos e aplicação, recomendações e limitações, constituindo-se mais uma ferramenta facilitadora do processo de inspecção e reparação (Figura 2).

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Matriz de correlação anomalias - técnicas de reabilitação Segundo a pesquisa bibliográfica efectuada, Silva (2002) foi pioneiro na apresentação de uma relação entre as anomalias com as respectivas metodologias de intervenção de paredes de alvenaria. No entanto, analisou só anomalias relacionadas com a fissuração. Flores-Colen et al. (2004) já apresentam uma matriz de correlação, ainda que meramente qualitativa, entre as anomalias passíveis de serem detectadas em paredes de alvenaria de tijolo e as respectivas técnicas de reabilitação. Seguindo a mesma metodologia adoptada para o desenvolvimento da matriz de correlação anomalias - causas prováveis, foi possível proceder ao preenchimento da matriz de correlação anomalias - técnicas de reabilitação (Tabela 11). Esta permite indicar, na intersecção de cada linha (representando uma técnica de reabilitação) com cada coluna (representando uma anomalia) o grau de correlação entre ambas, de acordo com o seguinte critério referido por Brito (2009): • 0 - sem relação: não existe qualquer relação entre a anomalia e técnica de reabilitação; • 1 - pequena relação: técnica de reabilitação passível de ser aplicada, mas com algumas limi-tações quer na sua aplicabilidade quer nos resultados obtidos; • 2 - grande relação: técnica de reabilitação mais adequada para reparar a anomalia ou eliminar a sua causa. A matriz tem como objectivo reduzir a dificuldade na escolha de uma técnica de reparação mas não permite distinguir variáveis como a economia, eficiência, adequação, grau de reversibilidade e durabilidade, principalmente ao indicar várias soluções adequadas (directas) para um mesmo defeito. Através das fichas de reparação, poderá haver um entendimento de alguns destes factores, auxiliando na decisão da técnica mais adequada. A análise de viabilidade económica deve integrar a avaliação de vários parâmetros, nomeadamente a extensão da anomalia, os riscos para os utentes do edifício, a vida útil remanescente estimada do elemento e os custos de recuperação em função do valor estimado de construção (Silvestre, 2011).

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Figura 2 - Ficha resumo da técnica reparação “Preenchimento / colmatação de fissuras”

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Tabela 11 - Matriz de correlação anomalias- técnicas de reabilitação R/A

A-A.1 A-A.2 A-A.3 A-A.4 A-A.5 A-A.6 A-B.1 A-B.2 A-B.3 A-B.4 A-B.5 A-C.1 A-C.2 A-C.3 A-C.4 A-C.5 A-C.6 A-C.7 A-C.8 A-C.9

R-A.1

R-A.2

R-A.3

R-A.4

R-A.5

R-A.6

R-A.7

R-A.8

R-A.9

R-A.10

R-A.11

R-A.12

R-A.13

R-B.1

R-B.2

R-B.3

R-B.4

R-B.5

R-B.6

R-B.7

R-C.1

R-C.2

R-C.3

R-C.4

R-C.5

R-C.6

R-C.7

R-C.8

R-C.9

R-C.10

R-D.1

R-D.2

R-D.3

R-D.4

R-D.5

R-D.6

R-D.7

R-D.8

R-D.9

R-D.10

R-D.11

R-D.12

R-D.13

R-D.14

O recurso a técnicas de reparação consideradas ajustadas para a resolução de determinada anomalia, mas com limitações (pequena relação), só deve ser ponderado em última instância quando as restantes não forem passíveis de serem implementadas.

9. CONCLUSÃO Em grande parte dos edifícios, a qualidade é insuficiente e os acabamentos são pouco cuidados, originando uma degradação muito rápida e um envelhecimento precoce decorrente dos diversos mecanismos de degradação, de onde resultam elevados custos de conservação, muitas vezes superiores aos que seriam causados pela adopção de medidas preventivas e pela sensibilização dos executantes. Assim, prevenir a patologia implica agora conhecê-la em rigor e escolher as estratégias de intervenção preventivas e correctivas. No sentido de promover uma manutenção pró-activa, como forma de diminuir a ocorrência de anomalias, desenvolveu-se um sistema classificativo e estabeleceram-se relações pemitindo organizar o conhecimento sobre patologia em parede de alvenaria. Através de um aprofundado estudo, desenvolveu-se uma lista classificativa de anomalias, para as quais se apontaram 45 possíveis causas e recomendaram 44 técnicas de reparação. Recorrendo às matrizes de correlação elaboradas, o inspector pode reduzir as possibilidades de relações entre anomalias, sua origem e tipo de intervenção mais adequada. Compilando a informação fundamental sobre as técnicas de reparação, elaboraram-se fichas, as quais facilitam simultaneamente o processo de decisão.

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Adicionalmente, este tipo de sistematização permitirá, quando aplicada em inspecções, a obtenção de dados interessantes para o desenvolvimento de estatísticas relativas a patologia em paredes, facilitando o entendimento das principais prescrições a serem mencionadas na fase de projecto e num plano de manutenção a ser implementado durante a vida útil da parede de alvenaria.

AGRADECIMENTOS Os autores reconhecem e agradecem o apoio recebido pelo Instituto de Investigação ICIST, IST, Universidade Técnica de Lisboa e da FCT (Fundação para a Ciência e Tecnologia)

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APLICAÇÃO DE METODOLOGIA DE DESEMPENHO NA MANUTENÇÃO DE FACHADAS I. FLORES-COLEN

JORGE DE BRITO

V. P. FREITAS

BÁRBARA AMARO

Professora Auxiliar (IST) Lisboa

Professor Catedrático IST/UTL Lisboa

Professor Catedrático FEUP Lisboa

Mestre em Eng. Civil (IST) Lisboa

SUMÁRIO A manutenção de fachadas em serviço deve basear-se no conhecimento do desempenho das soluções aplicadas durante o seu ciclo de vida. Neste artigo é apresentada uma metodologia de avaliação do desempenho em serviço na óptica da manutenção, a qual inclui os procedimentos para a avaliação do desempenho mecânico e físico de fachadas rebocadas, assim como os critérios para a decisão das intervenções após a realização de inspecções em serviço.

ABSTRACT The in-service maintenance of facades should be based on the knowledge of the performance of constructive solutions during their life cycle. This paper proposes a methodology for in-service performance assessment in order to achieve maintenance, including procedures to evaluate the mechanical and physical performance of rendered facades as well as the criteria to help the deci-sion for interventions after the accomplishment of inspections.

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1. INTRODUÇÃO A manutenção pró-activa de fachadas de edifícios é crucial para garantir o adequado de-sempenho dos elementos em serviço e satisfazer as necessidades dos utentes, durante o período de vida útil expectável. No entanto, a ocorrência destas acções de manutenção não tem sido prática comum em edifícios correntes (particularmente os edifícios de habitação), resultando em inúmeros problemas, tais como: risco de segurança para os utentes ou transeuntes, sobrecustos associados às intervenções urgentes, paragens no funcionamento normal dos edifícios, entre outros. Muitos são os aspectos que podem ser apontados como razões para este cenário actual: deficiente diagnóstico efectuado em serviço (em termos de recursos humanos, técnicos e económicos), inexistência de critérios de decisão e ausência de requisitos na legislação actual e apoios governamentais. Esta comunicação apresenta a aplicação de uma metodologia de desempenho de fachadas rebocadas de edifícios correntes (com revestimentos de base cimentícia, doseados em obra ou em fábrica) tendo em vista a melhoria no diagnóstico das inspecções durante a vida útil [1]. Nesta metodologia é proposto um conjunto de parâmetros em serviço (observação e medição) e os respectivos métodos de verificação (inspecções visuais, meios auxiliares de diagnóstico, técnicas de ensaio in-situ e em laboratório) [2]. Por último, são propostos critérios de simplificação dos parâmetros anteriores na avaliação do desempenho em serviço de rebocos aplicados em fachadas e na escolha das acções de manutenção predictiva (acções que resultam do diagnóstico da inspecção). Essa avaliação é feita de acordo com quatro componentes de desempenho, mas numa abordagem holística do desempenho.

2. DESCRIÇÃO GERAL DA METODOLOGIA PROPOSTA A metodologia de avaliação do desempenho em serviço proposta incluiu, numa primeira fase, as seguintes etapas principais, i) caracterização das condições de exposição em serviço; ii) identifi-cação dos parâmetros de observação e de medição em serviço; iii) utilização dos respectivos métodos de verificação; iv) comparação dos resultados obtidos com os parâmetros de referência propostos, após campanhas em laboratório; v) discussão de critérios para a avaliação do desem-penho em serviço; e vi) discussão de critérios de apoio à escolha das acções de manutenção. Esta metodologia foi utilizada em 42 edifícios (cerca de 100 paramentos), localizados na zona Centro e Sul de Portugal, respectivamente Aveiro, Tomar, Carregado, Lisboa, Linda-a-Velha e Seixal. Sumariamente, os casos analisados têm várias idades de construção (idade entre 1 a 50 anos) e incluíram: muretes rebocados com conhecimento dos produtos aplicados (pré-doseados em fábrica e doseados em obra); fachadas de edifícios (com ou sem conhecimento do tipo de produtos aplicados) e análise de amostras recolhidas in-situ em vários casos (muretes e fachadas e ainda fachadas integradas em processos de reclamação durante o período de garantia). As fachadas de edifícios foram escolhidas aleatoriamente, incidindo em edifícios correntes (de estrutura de betão e maioritariamente com paredes de alvenaria de tijolo, embora existam casos de estudo com outros tipos de suporte). A caracterização das condições de exposição em serviço para os vários casos de estudo foi, de uma maneira geral, visual com registo em ficha de inspecção, incluindo o seguinte: tipo de envol-vente; exposição a agentes poluentes; humidade no terreno; acção climática; tipo de solo; tipo de utilização; acção chuva-vento; e proximidade do mar. Em alguns casos, foi utilizado o termo-higrómetro para registo da temperatura ambiente e humidade relativa ambiente. Os parâmetros de observação e de medição com meios auxiliares correspondem ao estudo do desempenho técnico em serviço, associado à deterioração física dos elementos constituintes de fachadas rebocadas, e já foram detalhados em publicações anteriores dos autores [1; 2; 3; 4]. Os métodos de verificação em serviço preconizados foram de quatro tipos: observação visual, meios auxiliares de diagnóstico (pequenos equipamentos ou procedimentos simples de apoio à observação visual), técnicas de ensaio in-situ e em laboratório (ensaios realizados em ambiente controlado, mas com amostras recolhidas durante a inspecção). Verificou-se que as técnicas in-situ auxiliam o diagnóstico em termos de degradação, mas não estabelecem, na sua maioria, relações directas com os requisitos de desempenho existentes na normalização. De facto, conclui-se que estas técnicas apresentam diferentes graus de conhecimento quando aplicadas à avaliação do comportamento em serviço dos rebocos exteriores, de acordo com o seguinte: i) técnicas com procedimentos normalizados e critérios de avaliação consensuais no meio técnico, com recomendações para a sua aplicação in-situ (por exemplo, o ensaio de arrancamento por tracção pull-off reúne estas condições); ii) técnicas que têm sido utilizadas nas ins-pecções de superfícies rebocadas ou de paramentos de edifícios (antigos ou recentes), com procedimentos técnicos de apoio à sua aplicação em serviço, baseando-se, no entanto, em critérios subjectivos de avaliação (que mais uma vez dependem da experiência do inspector) - nestas condições inserem-se por exemplo, o esclerómetro pendular tipos P e PT, Martinet Baronnie e os tubos de Karsten ou método do cachimbo; iii) técnicas que, embora de uso corrente, com procedimentos normalizados (normas de ensaio da ISO ou da ASTM) no diagnóstico de elementos da construção, como por exemplo estruturas de betão, apresentam ainda pouca aplicação no diagnóstico de paramentos rebocados (apesar de já existirem estudos desenvolvidos por outros investigadores) - nestas condições, inserem-se as técnicas de ultra-sons e a

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do esclerómetro Schmidt ou tipo N; iv) técnicas que têm sido utilizadas no diagnóstico de paramentos rebocados ou de fachadas, mas cujos procedimentos são apenas referidos no manual do equipamento, sendo ainda escassos os estudos de investigação que possam fornecer critérios de avaliação; neste grupo, inserem-se as técnicas do kit de campo para sais, fitas colorimétricas, medidor de pH / condutividade, humidímetro, pirómetro de radiação infravermelha e termómetro de infravermelhos a laser. Por último, as técnicas de laboratório, utilizadas com amostras recolhidas em serviço, foram escolhidas no sentido de obter parâmetros relevantes para o desempenho que não eram analisados directamente pelas técnicas referidas anteriormente. Verificou-se que a sua aplicação a amostras é reduzida no diagnóstico de rebocos em serviço, assim como os estudos de investigação que, na maioria das técnicas, são ainda incipientes. No entanto, é possível distinguir as técnicas utilizadas em termos do conhecimento técnico adquirido: i) técnicas que resultam da adaptação de outras normalizadas para provetes de argamassa, com requisitos de desempenho definidos - neste grupo, insere-se o ensaio de absorção capilar; ii) técnicas que resultam de outras com procedimentos aplicados mais correntemente a outros materiais (como, por exemplo, amostras de betão ou pedra) - neste grupo, insere-se o ensaio de resistência à compressão de amostras e a medição do volume geométrico e do volume através da pesagem hidrostática para a determinação da massa volúmica aparente ou porosidade aberta ou aparente, apresentando esta última técnica na bibliografia diferentes procedimentos para a saturação das amostras; iii) técnicas que resultam apenas de estudos de investigação, sem procedimentos publicados; neste grupo, insere-se o ensaio de secagem de amostras (utilizado neste trabalho, após a conclusão do ensaio de absorção capilar). Procurou-se limitar o estudo desenvolvido aos rebocos aplicados, mais frequentemente, em fa-chadas de edifícios correntes, incluindo as argamassas (pré-doseadas ou tradicionais), cimentí-cias ou bastardas, com traços ponderais na ordem de 1 de cimento: 0.2 a 0.3 de cal aérea hidratada: 5 a 7 de areia, excluindo, portanto, as argamassas de edifícios antigos, cuja percentagem de cal é significativamente maior. As campanhas em laboratório permitiram um melhor entendimento das técnicas de verificação em vários tipos de rebocos, assim como estabelecer algumas relações entre os parâmetros de medição em serviço (mecânicos e físico-químicos) e os determinados em provetes normalizados (parâmetros que se encontram associados aos requisitos encontrados em normas ou na bibliografia técnica). De um modo geral, os resultados obtidos nas campanhas de laboratório para os parâmetros mecânicos em serviço, medidos com as técnicas mencionadas, apresentaram boas correlações com os seguintes parâmetros de referência: resistência à compressão; módulo de elasticidade dinâmico e tensão de aderência. Adicionalmente, existiram boas correlações entre eles, o que permitiu concluir que todos contribuem, em maior ou menor percentagem, para a avaliação das seguintes características do reboco aplicado em serviço: resistência interna ou coesiva; capacidade de deformação; aderência ao suporte e resistência superficial. Por outro lado, os resultados em laboratório para os parâmetros físico-químicos permitiram concluir que existem boas correlações entre estes e os seguintes parâmetros de referência: coeficiente de capilaridade e permeabilidade ao vapor de água, relevantes para a verificação das seguintes características do reboco aplicado em serviço: resistência à penetração da água; resistência à humidade ascensional; resistência higrotérmica e bioquímica. Por último, foram propostos critérios limite entre dois grupos de argamassas [2; 4]], com base no trabalho desenvolvido, tendo ainda sido indicados (quando possível) desvios (máximos e mínimos) para cada um dos parâmetros, contabilizando a incerteza dos resultados obtidos em laboratório; adicionalmente, foram também indicadas situações de maior exigência. Apesar da mais-valia dos parâmetros de medição em serviço e dos respectivos métodos de verificação no diagnóstico das inspecções, em termos de avaliação do desempenho de rebocos exteriores, a sua utilização para escolha das acções de manutenção de uma fachada rebocada pode conduzir a custos elevados, inviabilizando a realização da inspecção. Neste contexto, foram simplificados critérios para uma maior aplicabilidade da metodologia de inspecção a toda a fachada.

3. APLICAÇÃO À ESCALA DA FACHADA NA ÓPTICA DA MANUTENÇÃO PREDICTIVA A metodologia geral proposta para fachadas rebocadas, com base em inspecções (manutenção predictiva), encontra-se sintetizada no fluxograma da Figura 1. A primeira fase da metodologia consiste na definição do tipo de inspecção e objectivos.

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Definir o tipo de inspecção e objectivos

Recolher informação disponível

Fazer discriminação de cada fachada em análise e definir zonas a analisar

Avaliar a conformidade da condição da superfície rebocada (CS) Se os resultados não forem conclusivos Avaliar a conformidade das interfaces (INT) Avaliar a conformidade do desempenho mecânico do reboco aplicado (CM) Avaliar a conformidade do desempenho físico-químico do reboco aplicado (CFQ) Perfil de desempenho (A a J); (IC1 a IC4); (CD1 a CD4); (CD5 a CD8) Classificação geral das componentes representada em diagrama radial Definir as acções de manutenção e a urgência

Fim da avaliação

Figura 1 - Fluxograma geral da metodologia proposta para a avaliação do desempenho em serviço de fachadas rebocadas As inspecções a fachadas podem ter diversos objectivos: caracterização do comportamento em serviço após construção; inspecção após reclamação e detecção de anomalias; inspecção planeada no decorrer ou perto do fim da vida da vida útil para confirmação do bom desempenho em serviço. As inspecções correntes são, por norma, mais simples e recorrem à observação e realização de meios expeditos auxiliares de diagnóstico. As inspecções detalhadas incluem, para além das actividades anteriores, ensaios in-situ e ensaios em laboratório em amostras recolhidas em campo. Para decidir sobre a conformidade do desempenho em serviço de toda a fachada (com área variável) e a consequente preconização ou não de acções de manutenção, os parâmetros de observação e de medição devem ser representativos do comportamento de cada fachada. Este aspecto dificulta a análise do desempenho em serviço quando baseada em ensaios (em que um dos critérios mais utilizado é o número mínimo de ensaios por m2), podendo agravar os custos das inspecções e o tempo disponibilizado para a sua realização. Por outro lado, os seguintes factores contribuem para uma maior ou menor fiabilidade do diagnóstico após inspecção: desconhecimento do tipo de reboco aplicado; ausência de informação sobre o desempenho expectável para determinadas condições de serviço; localização das áreas ensaiadas e análise das zonas de fachada acessíveis; equipamento disponível para a inspecção; grau de intrusividade das técnicas; condicionalismos na recolha de amostras; grande variabilidade nos resultados obtidos (coeficientes de variação acima de 50%) e na exactidão dos métodos de verificação (a maioria de carácter expedito). Neste contexto, são propostos critérios de simplificação que permitam análises mais localizadas mas representativas do desempenho do reboco aplicado na

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fachada. A selecção do número de zonas a analisar tem por base as ISO 2859-1 [5] e ISO 3951 [6] (normas também adaptadas pela NP EN 206-1 [7] para verificação da conformidade de várias propriedades de betão). Para a identificação dos parâmetros não-conformes, foram assim adaptados os critérios propostos pelas ISO relativos a inspecções por atributos, onde o número de não-conformidades é limitado tendo em conta o número de zonas a ensaiar, o tipo de inspecção (corrente ou detalhada) e o nível de qualidade pretendido (equi-valente a um limite aceitável de não-conformidades. As zonas constituintes da fachada mostram sensibilidade variável aos agentes de degradação em serviço. Destas zonas, distinguem-se as seguintes: parede corrente, soco e zona inferior à platibanda ou cornija. Para a análise de cada uma destas zonas, é proposta uma discretização por malha regular, com um mínimo de 5 a 10 divisões em ambos os lados (Figura 2, à esquerda). O número total de “quadrados” em cada malha corresponde ao número de lotes existentes que serve de base para as zonas a analisar numa inspecção corrente ou detalhada. Nos critérios propostos, são garantidas pelo menos 5 zonas a ensaiar em cada região (numa inspecção corrente). A conformidade dos parâmetros baseia-se na contagem do número total de resultados obtidos fora dos valores dos limites de referência ou tolerâncias admissíveis, e na comparação desse total com o número máximo permitido (Figura 2, à esquerda). O número máximo aceitável para as não-conformidades depende do tipo de inspecção (corrente ou detalhada) e do nível de qualidade aceitável (AQL). Este nível deve ser predefinido (com recurso às normas ISO referidas) e representa o limite aceitável para uma percentagem média de não-conformidades; assumiu-se neste caso os valores de 4 e 15% que são também propostos para a conformidade de algumas características no betão [7]. Para a avaliação da condição da superfície rebocada (homogeneização da cor e textura; existências de descontinuidades e manchas; e desvios geométricos da superfície), foram propostos parâmetros de observação (tipos de anomalias e respectiva extensão) e de medição (teor de humidade, velocidade de propagação das ondas ultra-sónicas e índice esclerométrico, variação total da cor, rugosidade e desvios geométricos); estes critérios tiveram como objectivo caracterizar a degradação visível à superfície e detectar eventuais fenómenos de pré-patologia nas zonas visivelmente boas, constituindo também uma importante base para a necessidade do grau de detalhe a efectuar no diagnóstico ao nível das restantes componentes de desempenho.

Figura 2 - Discretização da fachada (à esquerda) e análise das interfaces (à direita). As interfaces identificadas foram as seguintes (Figura 2, à direita): interface do reboco com os elementos de fronteira existentes na fachada (IC1), tais como peitoris; interface do reboco com a alvenaria, superestrutura e fundações do edifício (IC2); interface do reboco com a alvenaria de suporte (IC3); e interface do reboco com o seu acabamento (IC4), como por exemplo a camada de pintura. Na avaliação da compatibilidade entre interfaces, foram propostos apenas parâmetros de observação e critérios em função do grau de dificuldade da intervenção (GD) e do seu custo em relação ao custo inicial de aplicação do reboco (CI); salienta-se, no entanto, que a realização de ensaios no reboco permitiu identificar incompatibilidades nas interfaces que não eram detectáveis só por uma avaliação visual (por exemplo, num caso de estudo, a fissuração observada não levava a diagnosticar um problema de falta de aderência do reboco ao seu suporte devido à aplicação de um produto impermeabilizante, como foi possível constatar com ensaios complementares com tubos de Karsten aplicados no próprio tijolo do suporte). Na avaliação da conformidade do comportamento mecânico (resistência interna ou coesiva; capacidade de deformação; aderência ao suporte; e resistência superficial) e físico-químico (resistência à penetração da água líquida; resistência higrotérmica; e resistência bioquímica) do reboco aplicado, os critérios de medição propostos [1; 2] dizem respeito a zonas sem anomalias visíveis; adicionalmente, foi inserida na metodologia a possibilidade de existir informação sobre as características do reboco aplicado ou de terem sido realizadas inspecções anteriores (neste contexto, a avaliação destas componentes do desempenho deve ser feita relativamente a esses dados já existentes e disponíveis). A conformidade de cada característica foi considerada em termos do número de parâmetros

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não-conformes e a sua correlação (correlação elevada a média) (Figura 3); nesta análise, foi ainda recomendada a medição de pelo menos quatro parâmetros por cada característica de desempenho.

Figura 3 - Avaliação do desempenho mecânico do reboco aplicado. Apesar da vantagem na análise de mais do que um parâmetro, verificou-se em alguns casos haver algumas discrepâncias (por exemplo, parâmetros mecânicos que conduzem a diferentes conclusões, como, por exemplo, uma argamassa poder ser avaliada com boa ou má resistência mecânica). Três factores foram identificados como relevantes para estas diferenças: incerteza no parâmetro de referência, incerteza no método de verificação e incerteza nos resultados obtidos (em termos de coeficiente de variação e número de ensaios). Neste sentido, foi proposto um indicador de fiabilidade que inclua critérios relacionados com os factores anteriores e que apoie o inspector na escolha dos parâmetros mais fiáveis para determinada inspecção. Da aplicação do indicador global de fiabilidade (Figura 3) aos parâmetros de medição, verificou-se que a velocidade de propagação das ondas ultra-sónicas e a porosidade aparente conduziram a uma maior pontuação. Neste contexto, destaca-se a importância da medição da porosidade aparente, parâmetro que permitiu identificar os diferentes tipos de argamassas (aspecto relevante quando não forem conhecidas as características do reboco aplicado), assim como estabelecer relações com outros parâmetros de medição, conforme referido [3]. Por último, esta metodologia facilitou a elaboração de perfis de desempenho dos vários parâme-tros ou a representação gráfica das quatro componentes em diagramas radiais de desempenho para cada paramento da fachada. Refere-se, ainda, a importância que o conhecimento técnico e a experiência adquirida pelo inspector têm para a escolha das acções de manutenção, apesar da redução da subjectividade verificada com a metodologia geral proposta. Nestas ferramentas de desempenho (Figura 4), a avaliação do desempenho em serviço nas quatro componentes de avaliação, é feita numa escala de 1 a 5 (menor pontuação corresponde a um maior grau de redução do desempenho). A não conformidade de alguma das componentes anteriores conduz à preconização de acções de manutenção, que podem ser várias consoante o elemento de construção. Ao nível do reboco aplicado, as acções incluem os seguintes tipos: limpezas; repinturas; reparações; substituições ou outras acções de protecção aos agentes de degradação (como por exemplo, à água ou aos choques em serviço). As acções relacionadas com a incompatibilidade entre interfaces poderão ser de categorias diferentes e ocorrer em um ou mais elementos de construção (estrutura, suporte de alvenaria, elementos de fronteira, entre outros). Assim, a escolha das acções de manutenção foi feita em função da categoria dos trabalhos a realizar (de um modo geral: 4 - monitorização; 3 - acções de limpeza, repintura ou protecção; 2 - reparações ou substituições), tendo em conta que qualquer parâmetro que representava situações de risco para os utilizadores ou condições para mecanismos de degradação acelerada no reboco conduzia a um mau desempenho (classificação de 1) - métodos não-compensatórios de decisão.

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Figura 4 - Classificação geral das componentes em perfis de desempenho e em diagrama radial. A Figura 4 exemplifica os resultados da aplicação da metodologia ao paramento exposto a Sul no caso de estudo EC01. Pelas não conformidades detectadas, recomenda-se neste caso uma monitorização da condição da superfície (aumento da heterogeneidade da rugosidade e da extensão e/ou abertura média da microfissuração) e da interface (verificação da estabilidade da parede de alvenaria ao longo do tempo, com constante presença de máquinas na zona). Ao nível do comportamento do reboco aplicado, verifica-se a não conformidade na sua capacidade de deformação (os dois parâmetros não conformes confirmam a existência de heterogeneidades internas tipo fissuração e uma compacidade elevada do produto aplicado); aspectos de execução, tais como a aplicação mecânica e as condições de aplicação, podem justificar o aparecimento da fissuração nas primeiras idades. Adicionalmente, a observação visual identificou um ligeiro aumento da microfissuração neste paramento exposto a Sul. As acções a recomendar seriam reparar ou proteger (por exemplo, com uma pintura). Como este produto é hidrofugado na massa e apresenta um bom comportamento físico-químico (apesar de existirem algumas diferenças entre muretes com diferentes exposições), não é recomendada intervenção. No entanto, como foi visível uma pequena fissuração até 0.3 mm (máximo 5% da área), as consequências estéticas negativas das técnicas de reparação ou protecção neste tipo de produto (colorido sem acabamento final) podem ser determinantes para a escolha da estratégia a seguir a curto, médio ou longo prazo.

4. CONCLUSÕES A metodologia seguida nos 42 casos de estudo foi adaptada de modo a permitir uma análise global do desempenho de toda a fachada, sem aumentar significativamente o número de ensaios a realizar. Neste contexto, a fachada foi dividida em três zonas (soco, parede corrente e zona inferior a platibanda ou cornija) e discretizada numa malha regular para identificar o número de lotes e zonas a ensaiar (em função de um nível mínimo de qualidade e tipo de inspecção, corrente ou detalhada). Nesta proposta de metodologia, foram aferidos os limites mínimos e máximos para cada grupo de argamassas (acrescentando desvios quando possível) e propostos critérios de conformidade de parâmetros e de características de desempenho. Verificou-se que os parâmetros de medição não estabelecem uma relação unívoca com cada uma das características de desempenho, dada a sua inter-relação. No entanto, foi proposta uma maior ou menor contribuição de cada parâmetro para cada uma das características de desempenho. Este aspecto facilitou a avaliação de conformidade por características de desempenho, constituindo uma base para estudos futuros com outros parâmetros de medição. A avaliação das quatro componentes de desempenho em serviço (condição da superfície rebocada, compatibilidade entre interfaces, comportamento mecânico e físico-químico do reboco aplicado) permitiu escolher, de uma forma geral, o tipo de acções de manutenção (sem intervenção, monitorização, limpeza, protecção, reparação, substituição), e atribuir critérios de urgência (neste caso

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foram apenas contabilizadas as situações que colocam em risco os utilizadores e/ou que conduzem à degradação precoce do reboco, deixando flexibilidade para a inserção de outros critérios de decisão consoante o contexto e intervenientes). A metodologia proposta possibilita a sistematização de parâmetros de verificação, contribuindo para uma menor subjectividade da avaliação do desempenho em serviço de fachadas rebocadas. No entanto, a interpretação dos resultados e a decisão da estratégia depende sempre do conhecimento técnico e da experiência do inspector, assim como de outros condicionalismos (como, por exemplo, verbas disponíveis para a realização das acções ou condicionalismos de aspecto) inerente a cada contexto. Outros estudos mais recentes dos mesmos autores, têm permitido aferir alguns dos critérios de conformidade, limites e tolerâncias propostos através da análise de um maior número de casos, com diferentes tipos de degradação e condições em serviço. Por último, espera-se assim contribuir para uma maior sensibilidade relativamente à importância de existirem características ou parâmetros quantitativos que possam integrar os cadernos de encargos no projecto de fachadas de edifícios, complementando os actuais requisitos de desempenho, mas também que permitam uma monitorização na fase de utilização em condições reais de serviço. 5. REFERÊNCIAS

[1] I. Flores-Colen, Metodologia de avaliação do desempenho em serviço de fa-chadas rebocadas na óptica da manutenção predictiva, Tese de Doutoramento em Engenharia Civil, IST, Lisboa, Junho 2009, volume 1, 487p, (2009).

[2] I. Flores-Colen, J. de Brito, V. P. de Freitas, H. Corvacho, A.V. Sá, M. A. Quintela, Performance assessment of external renders on facades, State of the art report, CIB W080 Publication 331, editor: Politecnico Di Milano, (2010).

[3] Flores-Colen, I.; Silva, L.; Brito, J. de; Freitas, V. de: In-Service Parameters from Façades Rendering Mortars: Bulk Density and Open Porosity Deter-mined from Samples Collected In-Situ, Structural Survey, V. 28, n.º 1, Emer-ald, UK, March 2010, pp. 17-27.

[4] Flores-Colen, I.; Brito, J. de; Freitas, V. de: On-site performance assessment of rendering façades for predictive maintenance, Structural Survey, V. 29, No. 2, 2011, pp. 133-146.

[5] ISO, Sampling procedures for inspection by attributes - Part 1: Sampling schemes indexed by acceptance quality limit (AQL) for lot-by-lot inspection, ISO 2859-1. Geneva: ISO, (1999).

[6]ISO, Sampling procedures for inspection by variables - Part 1: Specification for single sampling plans indexed by acceptance quality limit (AQL) for lot-by-lot inspection for a single quality characteristic and a single AQL. ISO 3951. Geneva: ISO, (2005).

[7] IPQ, Betão - parte 1: Especificação, desempenho, produção e conformidade. NP EN 206-1. Lisboa: IPQ, (2007).

INÊS FLORES-COLEN

Professora Auxiliar

IST

Lisboa

JORGE DE BRITO

VASCO DE FREITAS

Professor Catedrático

IST

FEUP

Lisboa

Porto

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COMPORTAMENTO À COMPRESSÃO DE BETÕES LEVES ESTRUTURAIS

J. ALEXANDRE BOGAS

AUGUSTO GOMES

Prof. Eng.º Civil (IST) Lisboa

SUMÁRIO No presente artigo é caracterizado o comportamento à compressão de betões estruturais de agregados leves (BEAL) enquadrados nas classes de resistência LC20/22 a LC60/66 e classes de massa volúmica D1.4 a D2.0. São caracterizados os diferentes modos de rotura e é analisada a influência dos principais constituintes do betão na resistência à compressão. É avaliado um modelo bifásico para estimativa da resistência nos BEAL, verificando-se correlações elevadas entre os valores estimados e os resultados experimentais.

ABSTRACT A comprehensive experimental study on structural lightweight aggregate concrete of strength classes ranging from LC20/22 to LC60/66 and density classes from D1.4 to D2.0 was carried out. The possible failure modes and the influence of the main constituents of concrete on compressive strength are analyzed in detail. A biphasic model to estimate the strength is evaluated. High correlations between design and experimental values were obtained for the different compositions with distinct types of aggregates.

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1. INTRODUÇÃO Actualmente existem ainda várias incertezas na caracterização e conhecimento dos fenómenos que afectam o comportamento dos betões estruturais de agregados leves (BEAL). Desde logo, porque as propriedades dos BEAL podem variar consoante o tipo de agregado e modo de rotura do betão. Muitos dos trabalhos que têm sido desenvolvidos restringem-se à caracterização de betões com um dado tipo de agregado leve (AL), cujas conclusões são apenas válidas para os casos analisados. Simplificadamente, o betão pode ser entendido como um material bifásico composto por agregados grossos envoltos numa matriz de argamassa onde se incluem os materiais finos, adjuvantes, ligantes, água e vazios (Figura 1), [1-4]. De acordo com Monteiro [5], os modelos trifásicos, que têm em conta a zona de interface agregado-pasta (ZI), traduzem melhor o comportamento do betão. Porém, a maior compatibilidade elástica [1, 6, 7] e a melhor qualidade da ZI [6, 8, 9] nos BEAL, permitem que este material possa ser adequadamente caracterizado por um modelo bifásico [10, 11]. Nos betões de massa volúmica normal (BAN) com agregados mais rígidos do que a argamassa, a transmissão de esforços é efectuada pelos agregados e pelas camadas intermédias de argamassa (Figura 1). Dado que a resistência à tracção dos agregados é maior do que a da matriz envolvente, a rotura ocorre por separação das fases, gerando-se fendas que contornam os agregados [2-4, 6, 12]. Porém, nos betões com agregados de menor rigidez do que a argamassa as tensões são transferidas maioritariamente pela matriz, aparecendo tensões transversais nos agregados e na argamassa (Figura 1), [1, 3]. Dado que a ZI é mais forte, a superfície de rotura atravessa os AL [1-4, 6].

De acordo com o FIP [17], o comportamento dos BEAL sujeitos a cargas axiais pode ser simplificadamente traduzido pela Figura 2. Quando a rigidez dos agregados é superior a rotura ocorre na matriz e a resistência do betão vai ser aproximadamente idêntica à da argamassa [3], (região 1 da Figura 2). Quando os agregados são menos rígidos, a transmissão de tensões para a argamassa vai aumentar e a mistura vai possuir uma resistência inferior à que teria se fosse constituída apenas por argamassa (região 2 da Figura 2). A transição entre a região 1 e 2 ocorre para um dado limite (resistência limite, fL), que corresponde à resistência do betão para a qual o módulo de elasticidade da argamassa é semelhante ao do agregado [3, 4, 10]. Esta transição traduzida por um aumento brusco da perda relativa de resistência face aos BAN, é documentada por vários autores [3, 4, 6, 13]. Chen, et al. [10] propuseram um método para estimativa da resistência nos BEAL baseado no cálculo de fL. Basicamente, fL é obtido a partir da relação entre a evolução da resistência no betão e em provetes idênticos produzidos apenas com argamassa de igual composição [10]. Quando se excede fL, geram-se tensões de tracção acima e abaixo do agregado, provocadas pelo desvio das linhas de compressão que contornam as partículas (Figura 1). Assim, admite-se que a propagação das fendas acima e abaixo do agregado é “suportada” pela aderência entre o agregado e a argamassa e pela resistência à tracção do agregado. Para betões jovens, em que essa aderência é mais fraca, as fendas propagam-se pela ZI (ligeiramente acima de fL, sub-região II da Figura 2). Quando a ligação agregado-pasta é suficientemente forte, o agregado passa a suportar as cargas que se geram transversalmente. Se a tensão de tracção no agregado for mais elevada do que a sua capacidade resistente, as fendas atravessam-no. Nos agregados de baixa resistência, este fenómeno ocorre antes de as fendas na argamassa atingirem os agregados da vizinhança (sub-região III). Caso contrário, as fendas na argamassa atingem o seu comprimento máximo, que corresponde à distância entre partículas de agregado (sub-região IV), [4].

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Em argamassas de elevada resistência, a tensão nos AL pode atingir a sua máxima capacidade resistente sem que se gerem fendas importantes na matriz. Neste caso, a resistência dos BEAL é governada pelo AL e o betão atinge a sua capacidade máxima teórica, “patamar de resistência” (sub-região V e região 3 da Figura 2), [6, 7, 13, 14]. Assim, o comportamento dos BEAL é mais complexo e a estimativa da resistência não depende apenas da relação a/c, como sucede nos BAN. Com base num modelo bifásico, Chandra e Berntsson [9] propõem a equação Eq.1 para a estimativa da resistência nos BEAL, que é função do volume e da capacidade resistente dos agregados leves e da argamassa. fcm e farg são as resistências médias à compressão do betão e da argamassa de composição semelhante à do betão. νm e νAL são os volumes relativos de argamassa e de agregado leve no betão. fAL é a capacidade resistente do AL no betão, estimada a partir de relações empíricas.

No presente artigo pretende caracterizar-se o comportamento à compressão dos BEAL e definir as bases para a estimativa da resistência nos BEAL a aplicar na proposta de formulação sugerida em [15]. São analisados os diferentes modos de rotura associados aos BEAL e a influência dos principais constituintes do betão na resistência à compressão, tais como a dosagem de cimento, quantidade de água e volume e tipo de agregado.

2. PROGRAMA EXPERIMENTAL Foram utilizados três tipos de agregados leves (AL) de argila expandida: Leca e Argex de Portugal e Arlita de Espanha (Tabela 1), cuja caracterização microestrutural é apresentada em [14, 16]. Produziram-se também betões de referência com agregado de massa volúmica normal (AN), em que duas britas calcárias são combinadas de modo a apresentarem granulometria semelhante à da Leca (20% de bago de arroz e 80% de brita, Tabela 1). Os agregados finos são compostos por 2/3 de areia grossa e 1/3 de areia fina. As fracções de Argex foram também combinadas de modo a possuírem a mesma granulometria da Leca (35% 2-4 e 65% 3-8F, Tabela 1). Foi utilizado cimento tipo I 52.5 R e um superplastificante (SP) de base policarboxilato. A máxima dimensão do agregado foi 12,5 mm. Produziram-se betões com diferentes volumes de agregado (150 a 450 l/m3) e diferentes relações a/c (0,3 a 0,55), variando o teor de cimento (350 a 525 kg/m3) e variando ou mantendo constante o volume de água. Na Tabela 2 indicam-se as composições e os respectivos valores de abaixamento. A relação a/c corresponde à água efectiva disponível para hidratação e Sp/c à percentagem de superplastificante por peso de cimento. As designações “BAN”, “L”, “A” e “Argex” correspondem às misturas com AN, Leca, Arlita e Argex. O prefixo “V” aparece seguido do volume de agregado. Os betões foram produzidos numa misturadora de eixo vertical. Os agregados leves foram previamente saturados durante 24h de modo a controlar a trabalhabilidade e a água efectiva da mistura. Em seguida, os agregados foram secos superficialmente com toalhas absorventes e colocados na misturadora com a areia e 50% da água de amassadura. Após 2 minutos, adicionou-se o cimento e a restante água. Nos BEAL com SP, este foi adicionado lentamente com 10% de água após 1 minuto. A duração total da mistura foi de 7 minutos. Tabela 1 - Propriedades dos agregados Propriedades

agregados de massa volúmica normal agregados leves de argila expandida areia areia bago de brita Leca Leca Argex Argex Arlita fina grossa arroz calcária 0-3 4-12 2-4 3-8F AF7 2610 2631 2612 1060 1068 865 705 1290 Massa vol. da partícula, ρ p (kg/m 3 ) 2620 1416 1530 1343 1377 562 613 423 397 738 Baridade, ρ b (kg/m 3 ) 0,2 0,5 1,4 1,1 12,3 22,9 23,3 12,1 Abs. de água às 24h, wabs,24h (%) Porosidade total, P T (%) 59 60 67 73 52 0/2 0/4 4/6,3 6,3/12,5 0,5/3 4/11,2 4/8 6,3/12,5 3/10 Fracção granulométrica (di/Di) Coeficiente de Los Angeles (%) 33,3 30,5 -

Para cada mistura foram moldados 12 cubos de 150 mm que foram ensaiados à compressão aos 3, 7, 28 e 90 dias de idade. Após desmoldagem às 24 h, os provetes foram curados em água até à idade de ensaio. Na Tabela 2 apresentam-se os valores médios da massa volúmica seca, ρs, da resistência à compressão, fcm, e da eficiência estrutural (fcm/ρd).

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3. APRESENTAÇÃO E DISCUSSÃO DE RESULTADOS Tal como sucede nos BAN, a rotura nos BEAL ocorre segundo pirâmides truncadas (Figura 3 a 5). Porém, as diagonais de rotura tendem a ser menos inclinadas nos BEAL, o que deverá estar relacionado com o menor desenvolvimento de micro-fendilhação e deformação transversal na rotura, reduzindo o efeito de restrição transversal dos pratos da prensa. Tabela 2 – Composições, abaixamento, massa volúmica e resistência agreg. a/c cimento Sp/c slump MVseca resistência média à compressão, fcm (MPa) (f cm/ρ d ) 28d efec. grosso ρs 3 (kg/m ) (%) (cm) f cm,3dias f cm,7dias f cm,28dias f cm,90dias (10 3 m) (kg/m 3 ) (L/m 3 ) (L/m 3 ) 31,4 35,5 37,0 2,2 29,5 L350_0.55 350 350 0,0 0,55 6,5 1639 39,3 41,8 43,1 44,4 2,5 1712 L350_0.45 350 350 0,6 0,45 5,5 1 1803 44,7 44,8 49,1 48,5 2,7 L350_0.35 350 350 1,2 0,35 2,6 0,7 0,40 17 1727 40,3 43,1 44,9 46,4 394 L394_0.4 350 450 0,0 0,50 21,4 36.0 c 350 35.2 L450_0.5 17,1/22,2/24,3 a 29.1 31,7 36,1 38,6 2,3 350 450 0,0 0,55 24,5 1540 28,0 L450_0.55 35,1 38,2 41,9 44,1 2,5 L450_0.45 350 450 0,2 0,45 22,7 1676 44,2 46,7 48,6 49,8 2,8 L450_0.35 350 450 0,7 0,35 19,7 1740 2,9 5 1800 48,7 49,3 51,8 51,8 1,0 0,30 L450_0.30 350 450 2,8 0,8 0,30 21,2 1770 47,3 47,7 50,0 51,0 525 L525_0.30 350 59,3 61,5 3,0 150 450 1,4 0,35 5 1996 53,9 VL150 48,8 52,4 53,7 2,8 47,2 250 450 0,9 0,35 15 1872 VL250 47,4 50,3 49,7 2,8 300 450 0,7 0,35 18,3 1797 45,4 VL300 44,2 46,7 48,6 49,8 2,8 350 450 0,7 0,35 19,7 1740 VL350 46,7 2,7 20 1678 41,0 43,8 45,7 400 450 0,6 0,35 VL400 2,5 38,2 40,1 40,6 40,7 450 450 0,5 0,35 11,5 1607 VL450 66,0 594 0,5 0,35 23,5 51,2 55,9 58,8 VmL150 150 56,0 21 43,6 46,6 50,5 VmL250 250 522 0,6 0,35 42,1 47,6 51,5 VmL300 300 486 0,6 0,35 23 41,0 38,8 39,9 41,6 41,2 400 414 0,7 0,35 16,2 VmL400 A350_0.55 350 350 0,0 0,55 5,5 1713 33,9 37,6 46,9 49,3 2,7 350 0,7 0,45 9,5 1789 47,5 51,1 57,6 58,2 3,2 A350_0.45 350 65,0 350 350 0,8 0,35 1 61,5 A350_0.35 57,1 62,6 62,9 3,4 A394_0.4 350 394 0,7 0,40 19,5 1820 53,1 450 0,0 0,55 23,5 1626 29,9 37,0 43,9 48,6 2,7 A450_0.55 350 350 450 0,2 0,45 22,3 1706 40,1 46,2 54,9 55,1 3,2 A450_0.45 a b c A450_0.35 350 450 0,7 0,35 18,4 55,1/60,5/61,3 62.8 64,7 /65,8 67,4 63,9 70,6 72,1 74,7 3,8 350 450 1,0 0,30 2,5 1888 A450_0.30 1872 62,5 65,7 68,5 70,3 3,7 A525_0.30 350 525 0,8 0,30 21 1,4 0,35 10 2091 61,3 64,3 70,7 71,7 3,4 150 450 VA150 250 450 1,0 0,35 17,2 1959 60,0 63,2 68,5 70,0 3,5 VA250 300 450 0,8 0,35 16,4 1879 59,7 62,5 66,0 67,1 3,5 VA300 450 0,7 0,35 18,4 1840 58,4 61,4 64,6 64,9 3,5 350 VA350 400 450 0,6 0,35 18 1763 56,3 62,1 63,8 64,6 3,6 VA400 450 450 0,5 0,35 14,2 1698 54,2 60,3 61,9 63,1 3,6 VA450 450 0,0 0,50 21 14,2/17,7/19,5 a 22,0 26.8 25.5 c Argex450_0.5 350 250 450 1,0 0,35 16,7 1790 36,4 37,1 38,7 39,2 2,2 VArgex250 350 450 0,7 0,35 18,1 1610 28,4 30,4 31,2 32,8 1,9 VArgex350 400 450 0,8 0,35 20,5 1494 25,1 26,2 28,1 28,2 1,9 VArgex400 BAN350_0.45 350 350 0,8 0,45 8,6 2264 58,9 62,3 65,8 71,4 2,9 17 2296 61,4 66,7 71,6 74,7 3,1 BAN394_0.4 350 394 0,8 0,40 450 0,7 0,35 17,7 2299 67,0 71,6 76,2 81,1 3,3 BAN450_0.35 350 BAN525_0.3 350 525 0,9 0,30 20,4 2358 76,3 78,2 81,6 89,7 3,5 300 0,8 0,53 3 51,0 54,5 BAN300_0.53 350 0,8 0,56 4 42,8 47,6 BAN300_0.56 350 300 BAN350_0.48 350 350 0,6 0,48 8,6 52,3 60,0 250 450 1,0 0,35 10 2242 69,9 74,2 3,3 VBAN250 300 450 0,9 0,35 17,7 2272 69,5 73,5 3,2 VBAN300 350 450 0,7 0,35 17,7 2299 67,0 71,6 76,2 81,1 3,3 VBAN350 0,7 0,35 11 2309 72,6 75,6 3,3 400 450 VBAN400 Arg_0.30 703 0,6 0,30 69,8 75,0 Arg_0.35 702 0,4 0,35 55,1/60,3/59,9 a 64,4 66,6 b /69,6 72,4 c Arg_0.40 705 0,2 0,40 56,6 62,2 Arg_0.45 702 0,0 0,45 50,7 59,2 Arg_0.5 702 0 0,50 20,9/24,7/27,2 a 32,6 46,2 53.2 c a - Resistência à compressão (fcm) aos 1, 2 e 3 dias; b - fcm aos 14 dias; c - fcm aos 56 dias

Argamassa

Argex

Arlita

Leca

Misturas

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Figura 3: Resistência limite dos BEAL com Arlita Nos BEAL com AL mais porosos (Argex, Leca) a rotura ocorreu geralmente pelos agregados. Porém, nos BEAL de maior massa volúmica (Arlita), a superfície de rotura nem sempre atravessou o agregado, em especial nos betões jovens ou com argamassas mais pobres (Figura 3). Neste caso, a superfície de rotura apresenta simultaneamente partículas partidas, intactas ou ainda cavidades resultantes do destacamento do agregado (representativo da região 1 ou sub-região 2 da Figura 2).

Figura 4: Resistência limite dos BEAL com Leca A resistência limite, fL, para cada agregado, foi determinada de acordo com Chen, et al [10]. Para tal, foram consideradas as composições L450_0,5, Argex_0,5 e A450_0,35 e as argamassas respectivas Arg_0,35 e Arg_0,5 (Tabela 2). Nos BEAL com Argex e Leca foram consideradas relações a/c superiores devido ao baixo valor de fL nestes betões. Nas Figuras 3 a 5 apresentam-se as relações obtidas entre a resistência no betão e a resistência na argamassa para cada tipo de agregado analisado. A evolução da resistência nos betões e nas argamassas apresenta-se na Figura 6.

Figura 5: Resistência limite dos BEAL com Argex A partir das Figuras 3 a 5 determinaram-se os valores médios de fL, resultantes da intercepção das duas rectas de regressão que melhor se ajustam aos resultados. Assim, os valores médios de fL correspondem a cerca de 25,9 MPa (Leca) e 61,7 MPa (Arlita), que em geral corroboram a análise visual das superfícies de rotura. fL foi determino para 350 l/m3 de agregado. Porém, segundo Chen, et al [10], fL pode variar em cerca de ±5% para volumes de agregado entre 250 e 400 l/m3.

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Figura 6: Evolução da resistência nos BEAL e argamassas respectivas. Os BEAL com Arlita apresentam um comportamento semelhante ao dos BAN até cerca de 3 dias de idade (região 1 da Figura 2). Após 3 dias, a resistência do betão deixa de acompanhar a resistência da argamassa (Figura 6) e o betão deixa de estar inserido na região 1. Esta transição ocorre a diferentes idades para diferentes partículas. Enquanto algumas partículas atingem o seu limite de rotura, outras mantêm-se intactas até níveis de resistência elevados (2 e 7 dias, Figura 3). A partir dos 3 dias, a evolução da resistência seria ligeiramente melhor aproximada por uma parábola, o que traduz a sucessão das sub-regiões da Figura 2. O patamar de resistência não é identificado, demonstrando que a Arlita é adequada para betões de elevada resistência. Nos betões com Leca, para idades superiores a 7 dias, existe uma quebra acentuada na contribuição da resistência da argamassa (Figura 6). Os resultados nesta fase são melhor aproximados por uma parábola do que no caso da Arlita, evidenciando a maior proximidade do patamar de resistência. Nos BEAL com Argex, o desfasamento entre a resistência da argamassa e do betão é elevado desde as primeiras idades (Figuras 5 e 6). Não é possível identificar fL. Como tal, pode concluir-se que para os níveis de resistências analisados (> 14 MPa), a resistência do betão é sempre condicionada pelos AL (região 2 da Figura 2). A fraca contribuição da resistência da argamassa para idades superiores a 28 dias sugere a inadequada propensão destes agregados para a produção de betões estruturais. 3.1 Influência da relação a/c 3.1.1 Teor de água constante e variação da dosagem de cimento Na Figura 7 apresenta-se a relação da resistência à compressão com o teor de cimento e na Figura 8 a percentagem de resistência dos BEAL em relação aos BAN de igual composição. Ao contrário dos BAN, o aumento de resistência nos BEAL não varia de forma aproximadamente linear com a dosagem de cimento. A diferença na resistência dos BEAL e dos BAN é tanto mais importante quanto maior for a resistência e a idade dos betões e menor a qualidade do agregado.

Figura 7: Relação entre a resistência à compressão e o teor de cimento ou relação a/c

Figura 8: Resistência relativa dos BEAL face aos BAN de igual composição

Em geral, a evolução da resistência é pouco significativa a partir dos 28 dias, com grande percentagem da resistência final a ocorrer aos 7 dias, em especial nos BEAL de maior resistência com agregados mais fracos (Tabela 2). A resistência é comandada pelos AL que limitam a sua evolução [3, 13]. Porém, a evolução deve ter também em conta a resistência limite. Por exemplo, na Arlita, a relação entre as resistências aos 7 e aos 28 dias, para a/c <0,4, aumenta devido à resistência da argamassa aos 7 dias não ultrapassar fL, ao contrário do que sucede aos 28 dias (Figura 7).

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3.1.2 Variação do teor de água e de cimento Na Figura 9 apresenta-se a relação entre a resistência e a relação a/c para diferentes dosagens de água e cimento. Nas misturas de menor a/c houve necessidade de adicionar SP, que afecta a resistência, sobretudo nas idades mais jovens (cerca de 10%, [14]). Confirma-se que o aumento de resistência com a diminuição da relação a/c é menor nas misturas de maior compacidade e agregados mais fracos. A relação a/c necessária para se igualarem as resistências entre os BEAL e os BAN seria aproximadamente de 0,3 (Leca), 0,52 (Arlita) e 0,55 (AN). Nos BEAL com agregados menos porosos e níveis moderados de resistência, o desempenho é semelhante aos dos BAN.

Figura 9: Relação entre fcm e a relação a/c, para diferentes teores de cimento.

Figura 10: Evolução de fcm com a dosagem de cimento, para uma dada relação a/c

Existe uma fraca influência da dosagem de cimento na resistência mecânica. De facto, para uma dada relação a/c, as resistências para diferentes teores de cimento são semelhantes (Figura 10). Inclusivamente, as resistências tendem a diminuir ligeiramente com o aumento do teor de cimento. Duas causas possíveis para este fenómeno nos BAN são [12]: maior absorção de água nas misturas com maior volume de agregados e consequentemente menor teor de cimento; volume de água total inferior nas misturas menos ricas (menor proporção de vazios). Ao contrário do sugerido por alguns autores [17, 18], a resistência dos BEAL não deve ser relacionada com o teor de cimento. Esta depende essencialmente da compacidade da mistura (relação a/c), para um dado tipo de AL. 3.2 Influência do volume de agregado Na Figura 11 indica-se a relação entre o volume de agregado grosso e a resistência do betão. Como esperado a diferença de resistência face aos BAN aumenta com o volume de agregado, dado que aumenta a transferência de tensões para a argamassa, conduzindo a roturas antecipadas (Figura 1).

Figura 11: Influência da dosagem de agregado Figura 12: Relação entre a resistência nos na resistência dos BEAL. BEAL e nos BAN de igual composição, para diferentes volumes de agregado

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A resistência pode ser afectada de forma diferente pelo volume de agregado, consoante o nível de resistência e o valor de fL. Os BEAL com Leca ou Argex, sempre na região 2 ou 3, são pouco afectados. Porém, a redução do volume de AL nos BEAL com Arlita pode implicar um aumento suficiente de fL, de modo a que se altere o modo de rotura (região 2 para 1). Isso pode justificar o salto observado na resistência aos 28 dias, para volumes de AL inferiores a 350 l/m3 (Figura 11). Neste estudo compensou-se o aumento do volume de agregado grosso com a diminuição do volume de areia e vice-versa. Assim, para além da resistência ter sido afectada pela natureza e dosagem de agregado grosso, foi sujeita a variações da relação agregado grosso/areia (G/s) e areia/cimento (s/c), que afectam a compacidade das misturas. De acordo com a Figura 11, a variação no volume de agregado grosso teve pouca influência na resistência dos BAN. Como tal, pode admitir-se que a resistência dos betões é pouco afectada pelas variações impostas na relação s/c. Na Figura 12 apresentam-se os resultados da Figura 11 em termos da percentagem relativa de resistência face aos BAN de igual composição. Fica evidente que abaixo de 350 l/m3 existe uma menor influência do teor de agregado nos BEAL com Arlita e a resistência aproxima-se mais da dos BAN. Com base na Figura 12 e conhecendo a resistência dos BAN de igual composição, é possível estimar a resistência esperada nos BEAL. Este método, abordado por alguns autores [4, 11], tem a desvantagem de exigir a realização de novas curvas sempre que ocorra qualquer alteração nas características do agregado. Por outro lado, as relações da Figura 12 dependem ainda do nível de resistência do betão, nomeadamente de fL, como sucede para a Arlita, e do patamar de resistência. Foi igualmente analisada a influência da variação do volume de agregado na resistência dos BEAL com Leca, mas agora mantendo constante a relação s/c (Figura 13). Apesar de os resultados terem sido ligeiramente inferiores aos obtidos para s/c variável, as diferentes misturas seguem a mesma tendência. Confirma-se assim que a resistência aos 28 dias não é muito afectada pela relação s/c.

Figura 13: Influência do volume de Leca na resistência dos BEAL (relação s/c constante ou variável). 3.3 Massa volúmica versus resistência Na Figura 14 apresenta-se a relação entre a massa volúmica seca e a resistência aos 28 dias dos betões produzidos. Desde logo, percebe-se que não pode existir uma relação única entre a resistência e a massa volúmica dos BEAL, tal com constatado em [1, 4]. Por exemplo, alterando apenas a dosagem de água, os BEAL com Arlita permitem resistências superiores e massas volúmicas inferiores a alguns betões com Leca. Nestes casos, o tipo de agregado assume maior importância na resistência dos BEAL do que a relação a/c. Fazendo variar a relação a/c, a perda de resistência relativamente à diminuição de massa volúmica é 1,5 (Leca) a 4 vezes maior (Arlita) do que quando se faz variar apenas o volume de agregado. Assim, é mais eficiente reduzir a massa volúmica do betão por aumento do volume de AL, em especial nos BEAL com AL menos porosos (Figura 14). A elevada redução na resistência dos BEAL com Argex não é devidamente acompanhada pela diminuição de massa volúmica. Existem composições com outro tipo de agregado que permitem resistências superiores para massas volúmicas semelhantes e menores teores de cimento (Tabela 2). Confirma-se que a Argex é menos adequada para BEAL de média a elevada resistência. Os BEAL com Arlita apresentam os melhores factores de eficiência estrutural, sendo 8 e 29% superiores face aos BAN e BEAL com Leca, respectivamente (Figura 14). Estes betões têm assim maior potencial, pois permitem reduzir a massa volúmica sem afectar significativamente as características mecânicas.

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Figura 14: Relação entre a massa volúmica seca e a resistência à compressão aos 28 dias.

Figura 15: Eficiência estrutural para diferentes volumes de agregado

Na Figura 15 são definidos os factores de eficiência em função do volume de agregado. Excepto para a Argex e elevadas dosagens de Leca, a eficiência estrutural varia de forma pouco significativa com o volume de agregado. Inclusivamente, nos BEAL com Arlita a eficiência estrutural aumenta ligeiramente com o volume de AL. Nos BEAL com Argex, o aumento do volume de agregado proporciona uma diminuição no patamar de resistência que reduz a sua eficiência. Nos betões com Leca, a eficiência é reduzida para volumes de AL superiores a 400 l/m3, aconselhando-se dosagens inferiores. A redução da massa volúmica por diminuição da compacidade implica sempre a redução do factor de eficiência, ao contrário do que sucede com a variação do volume de agregado. 3.3 Validação de um modelo bifásico para estimativa da resistência nos BEAL Tendo por base os betões produzidos neste estudo, que abrangem uma vasta gama de classes de resistência comuns entre LC20/22 e LC60/66 e de massa volúmica entre D1,6 e D2,0, avalia-se a adequabilidade da expressão Eq.2, resultante de Eq.1, para a estimativa da resistência nos BEAL. A aplicação de Eq.2 exige o conhecimento prévio da resistência da argamassa, farg, com composição idêntica e ensaiada nas mesmas condições do betão. (2) É ainda necessário estimar o valor da resistência do agregado no betão, fAL. Actualmente, não existe um método para o cálculo de fAL, mas reconhece-se que a resistência dos AL no betão é beneficiada pelo confinamento da pasta [3,13]. Assim, justifica-se que a capacidade resistente dos agregados seja estimada a partir de ensaios no betão. Com base em Eq.1, fAL pode ser estimado por Eq.3. (3) Assim, basta efectuar uma mistura experimental, para a qual se conheça o volume e a resistência da argamassa utilizada. Nessa mistura a resistência deve ser superior a fL, de modo a que seja válido o modelo bifásico, dependente de fAL e farg. Para tal, é suficiente seleccionar o betão e a argamassa com a/c = 0,35 (Tabela 2). Na Tabela 3 indicam-se os valores de fAL estimados aos 7 e 28 dias para cada tipo de AL. Opta-se pelos valores de fAL aos 28 dias, dado que nesta idade é mais fácil garantir o comportamento bifásico (fcm > fL). Conforme esperado, fAL é da mesma ordem de grandeza de fL, embora ambos traduzam características ligeiramente diferentes. Enquanto fL corresponde à resistência a partir da qual a rigidez dos agregados tende a ser inferior à da argamassa, fAL corresponde à capacidade resistente do agregado no betão. Esta semelhança resulta de a rigidez do agregado poder relacionar-se com a sua massa volúmica e indirectamente com a sua resistência. Tabela 3 – Estimativa da capacidade resistente dos AL, fAL f AL f AL,7dias f AL,28dias

Leca 25,8 25,0

Arlita 60,1 59,2

Argex 7,6 7,0

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Na Figura 17 apresenta-se a relação entre os valores calculados e os resultados experimentais. São abrangidos vários betões com diferentes volumes de ligante e agregado e idades entre 3 e 28 dias. O domínio de aplicação de Eq.2 restringe-se aos casos em que fcm > fL [9, 14]. Assim, na Figura 17 apresentam-se apenas os casos em que fL foi excedido. Optou-se por analisar os BEAL com Arlita em separado, visto que fcm está próximo de fL. Em geral, a correlação foi elevada, obtendo-se estimativas razoáveis da resistência dos BEAL. Para valores próximos de fL (BEAL com Arlita), confirma-se que Eq.2 é menos adequada. Nos casos em que a rigidez do agregado é claramente inferior à da argamassa envolvente, a diferença entre os valores de cálculo e experimentais foi geralmente inferior a 2-3%. As maiores diferenças, de até 8%, foram obtidas para 450 l/m3 de AL. Em geral, Eq.2 foi mais adequada para volumes entre 250 e 400 l/m3, que são as dosagens mais usuais neste tipo de betões.

Figura 17: Resultados teóricos versus experimentais: Leca e Argex (esquerda); Arlita (direita).

4. CONCLUSÕES Foi efectuado um vasto trabalho experimental que envolveu diferentes composições e tipos de agregado, permitindo abranger os vários modos de rotura possíveis nos BEAL. Em seguida resumem-se as principais conclusões obtidas:

• Os BEAL podem exibir comportamentos muito distintos consoante o tipo de agregado. Com os AL seleccionados foi possível produzir betões enquadrados essencialmente nas regiões 1 e 2 (Arlita), 2 (Leca) e 2 e 3 (Argex). Isso permitiu uma maior abrangência e validade do estudo realizado;

• A influência dos agregados na resistência dos BEAL assume tanto maior importância quanto menor for a massa volúmica do agregado, maior for a resistência da argamassa e maior for a idade do betão. Essa influência depende de fL e do patamar de resistência dos BEAL;

• Nos betões com AL mais porosos, fL é usualmente ultrapassada e a rotura é condicionada pelo agregado. Os BEAL com AL de massa volúmica inferior a 900 kg/m3 atingem valores próximos do patamar de resistência, sendo menos adequados para betões de média a elevada resistência;

• Os BEAL com AL menos porosos (ρp ≅ 1300 kg/m3) apresentam fL elevados, comportando-se de forma similar aos BAN para resistências inferiores a 60-65 MPa. O patamar de resistência não é identificado nas misturas correntes, o que os torna adequados para betões de elevada resistência;

• Demonstra-se que não é correcto especificar os BEAL em função da sua resistência relativa face aos BAN. Esta depende do nível de resistência e tipo e volume de agregado;

• A variação do volume de agregado conduz a menores perdas de resistência, para iguais variações de massa volúmica, do que a variação da relação a/c. Em particular, nos betões com agregados menos porosos obtêm-se perdas reduzidas na resistência para reduções importantes da massa volúmica. Isso permite a produção de BEAL com maior eficiência estrutural do que os BAN;

• Excepto nos BEAL com agregados mais porosos, a variação no volume de agregado não afectou significativamente a eficiência estrutural dos betões;

• O teor de cimento e a relação areia/cimento tiveram pouca influência na resistência dos BEAL;

• O modelo bifásico proposto para a estimativa da resistência nos BEAL traduziu adequadamente o comportamento à compressão dos BEAL produzidos neste estudo. Para o domínio de validade do modelo (fcm > fL) e tendo em conta diferentes

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composições e tipos de AL, obtêm-se coeficientes de correlação superiores a 0,95 entre os valores de cálculo e os resultados experimentais. Estes resultados sustentam a utilização deste modelo no método de formulação proposto em [15]. 5. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem o apoio do ICIST/IST e da FCT no financiamento do presente trabalho e o apoio das empresas SECIL, BASF, Argex e Saint-Gobain Weber Portugal no fornecimento dos materiais utilizados nos trabalhos experimentais. O primeiro autor agradece ainda o apoio financeiro da fundação para a ciência e tecnologia - FCT (SFRH/BD/27366/2006). 6. REFERÊNCIAS

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ARGAMASSAS BASTARDAS DE CAL AÉREA E CIMENTO PARA A REABILITAÇÃO DO PATRIMÓNIO CONSTRUÍDO BRUNA SILVA

ANA PAULA FERREIRA PINTO

AUGUSTO GOMES

Eng.ª Civil (IST) Lisboa

Prof. Eng.º Civil (IST) Lisboa

SUMÁRIO O artigo analisa a potencial viabilidade de utilização de argamassas bastardas de cal aérea e cimento em intervenções levadas a efeito em alvenarias de edifícios antigos, através da análise comparativa de um conjunto de propriedades físicas e mecânicas destas argamassas e de argamassas de um só ligante, bem como à aferição da sustentabilidade das diferentes soluções.

ABSTRACT The paper analyzes the potential feasibility of using blended lime-cement mortars in interventions carried out in old masonry buildings, through the comparative analysis of a set of physical and mechanical properties of these mortars and of one binder only mortars, as well as the assessment of the sustainability of the different solutions.

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1. INTRODUÇÃO Actualmente tem-se assistido a um interesse crescente no desenvolvimento e utilização de ligantes alternativos ao cimento Portland. Isto porque, a produção deste tipo de material, implica um elevado consumo de energia e libertação de quantidades significativas de gases nocivos para a atmosfera (CO2, NO2, SO2, entre outros), estando a indústria cimenteira sob constante pressão para as reduzir. Por outro lado, verifica-se que o ligante cimento poderá não ser a melhor solução para todas as utilizações, designadamente para aplicação em edifícios antigos, onde o seu uso tem estado associado a problemas de incompatibilidade com os materiais antigos, mais fracos e permeáveis [1][2][3]. Para este propósito, soluções baseadas em cal aérea têm vindo a ser utilizadas com resultados favoráveis em termos de compatibilidade [4]. Do ponto de vista da sustentabilidade, também esta alternativa é mais favorável, uma vez que a cal é produzida a uma temperatura inferior à do clínquer de cimento (900ºC para cerca de 1200-1300ºC) e parte da quantidade de dióxido de carbono libertado durante a sua produção poderá ser depois reabsorvida através do processo de carbonatação. Daqui resulta um material com menor energia incorporada que o cimento e com menores emissões de gases poluentes associadas à sua produção. A este respeito, refira-se que a energia incorporada de um material de construção pode ser definida como a energia total consumida ao longo da sua vida útil. Idealmente, este parâmetro deverá incluir toda a energia consumida desde a extracção das matérias-primas até à fase de demolição e deposição, daí designando-se por “Cradle-to-grave”. No entanto, a forma mais comum de expressar a energia incorporada inclui apenas a energia consumida deste a extracção das matérias-primas até à saída da fábrica de produção (“Cradle-to-gate”)[5][6]. Da mesma forma, existe ainda o conceito de carbono incorporado que pode ser definido como a quantidade total de carbono que é emitida por um material de construção desde a extracção das suas matériasprimas até ao fim da sua vida útil [5]. Para além dos aspectos positivos já enunciados, as argamassas de cal aérea constituem uma solução reversível, ao permitirem o aproveitamento das unidades de alvenaria antiga (tijolo ou pedra). Apesar das inúmeras vantagens, as argamassas de cal aérea apresentam também desvantagens bem conhecidas, tais como reduzida resistência mecânica inicial e elevados tempos de presa e endurecimento [7][8].Como forma de evitar as desvantagens inerentes a ambos os tipos de ligantes, têm sido utilizadas soluções que resultam da combinação da cal aérea com o cimento. Todavia, apesar de a sua utilização ser relativamente frequente em intervenções de reabilitação, o conhecimento relativo ao seu desempenho ainda se encontra pouco desenvolvido. O presente artigo procede à análise comparativa das características das argamassas de um só ligante face à de argamassas bastardas de cal aérea e cimento, à discussão do seu potencial desempenho quando incluídas em soluções de revestimento de edifícios antigos, bem como à aferição da sua sustentabilidade. 2. TRABALHO EXPERIMENTAL 2.1 Materiais Foram utilizados três tipos de agregados leves (AL) de argila expandida: Leca e Argex de Portugal e Arlita de Espanha (Tabela 1), cuja caracterização microestrutural é apresentada em [14, 16]. Produziram-se também betões de referência com agregado de massa volúmica normal (AN), em que duas britas calcárias são combinadas de modo a apresentarem granulometria semelhante à da Leca (20% de bago de arroz e 80% de brita, Tabela 1). Os agregados finos são compostos por 2/3 de areia grossa e 1/3 de areia fina. As fracções de Argex foram também combinadas de modo a possuírem a mesma granulometria da Leca (35% 2-4 e 65% 3-8F, Tabela 1). Foi utilizado cimento tipo I 52.5 R e um superplastificante (SP) de base policarboxilato. A máxima dimensão do agregado foi 12,5 mm. Os materiais utilizados na produção das argamassas foram uma cal aérea hidratada em pó, do tipo CL 90, da Calcidrata, uma cal hidráulica do tipo NHL 5, da Secil-Martingança (conforme a NP EN 459-1 [9]), e um cimento do tipo CEM II B/L 32,5, da Secil. Como agregados, foi utilizada uma mistura em partes iguais de areia de rio e areia amarela, cujas curvas granulométricas são apresentadas na Figura 1. As areias apresentam granulometria similar, são constituídas por partículas maioritariamente inferiores a 2mm, sendo a areia de rio ligeiramente mais fina do que a areia amarela.

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Figura 1: Curvas granulométricas dos agregados utilizados na produção das argamassas. 2.2 Formulações estudadas O estudo tomou como argamassa de referência (Aref) uma argamassa de cal aérea, com traço volumétrico 1:3. A variabilidade associada à utilização do traço volumétrico justificou a sua conversão em traço ponderal, daí resultando o traço de 1:8. A partir desta argamassa de referência (Aref), com traço ponderal de 1:8, foram definidas as formulações de argamassas bastardas através da substituição progressiva da massa de cal aérea por 10%, 25%, 50% e 75% de cimento. Foram ainda incluídas no estudo uma argamassa de cal hidráulica (H) e uma argamassa de cimento (C), ambas com traço volumétrico 1:3, com o objectivo de apoiar a análise da influência da incorporação de cimento na argamassa de cal aérea tomada como referência. Todas as formulações foram produzidas com uma quantidade de água necessária à obtenção de uma consistência por espalhamento (avaliada com base nos procedimentos da EN 1015-3 [10]) de 165±2mm. A Tabela 1 apresenta o conjunto de formulações estudadas. Tabela 1 – Argamassas estudadas.

2.3 Produção das argamassas e condições de cura O procedimento usado na produção das argamassas baseou-se no disposto na NP EN 196-1 [11]. A caracterização das argamassas, no estado endurecido, foi efectuada em provetes prismáticos com as dimensões 40x40x160 (mm), de acordo com as indicações presentes na NP EN 196-1 [11]. As condições de cura diferiram consoante o tipo de argamassa: os provetes das argamassas com base em cal aérea foram sujeitos a cura seca em câmara de condicionamento à temperatura de 20±2ºC e humidade relativa de 65±5%, de onde foram retirados aos 7 dias para se proceder à sua desmoldagem; já os provetes das argamassas hidráulicas (H e C) foram sujeitos a cura húmida, em câmara de condicionamento à temperatura de 20±2ºC e humidade relativa de 95±5%, de onde foram retirados ao fim de 24 horas para se proceder à sua desmoldagem. Após desmoldagem dos provetes, estes foram novamente colocados nas respectivas câmaras de condicionamento onde a cura prosseguiu nas condições anteriormente enunciadas até aos 28 dias, idade à qual se procedeu à caracterização no estado endurecido.

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2.4 Procedimentos de ensaio A caracterização das argamassas no estado fresco realizou-se logo após a sua produção e incluiu a determinação da consistência por espalhamento, com base nas indicações presentes na EN 1015-3 [10], e da capacidade de retenção de água, de acordo com o disposto na EN 1015-8 [12]. A caracterização física e mecânica dos provetes prismáticos foi efectuada aos 28 dias de idade e incluiu a determinação da: • Porosidade aberta – com base nos procedimentos definidos na RILEM Test No I.1 [13]; • Absorção de água por capilaridade – determinada com base nos procedimentos da EN 1015-18 [14]. Como tal, o coeficiente de capilaridade foi calculado com base na expressão c=0,1 (M2-M1), em kg/m2.min1/2, e onde M1 e M2 correspondem à massa do provete decorridos 10 e 90 minutos de ensaio, respectivamente; • Resistência à flexão e à compressão – com base nos procedimentos da EN 1015-11 [15]. Os valores apresentados resultam da média aritmética dos resultados obtidos no ensaio de 5 provetes à flexão e de 6 meios provetes à compressão. 3. PROPRIEDADES NO ESTADO FRESCO A análise da Figura 2, que apresenta a relação água/ligante utilizada na produção das argamassas estudadas (para a obtenção de um espalhamento da ordem de 165mm), permite verificar que as argamassas de cimento (C) e de cal hidráulica (H) necessitaram de menores quantidades de água do que a argamassa de cal aérea (Aref). A maior superfície específica da cal aérea é responsável pela maior necessidade de água da argamassa de cal aérea para atingir a consistência estabelecida. Na Figura 2 é ainda possível observar que, quanto maior for o teor de cimento da argamassa bastarda menor é a relação água/ligante necessária para a obtenção de um mesmo espalhamento. De salientar, o reduzido valor da relação água/ligante obtido para a argamassa de cal hidráulica (H) e ainda mais para a de cimento (C) quando comparado com o da argamassa bastarda constituída por 75% de cimento (AC75), o que demonstra a elevada influência da cal aérea na consistência. A capacidade de retenção de água é uma característica importante a ter em atenção na selecção de argamassas para aplicação em edifícios antigos, dado que as paredes destas construções são geralmente constituídas por materiais porosos e, por isso, com forte tendência para a sucção da água da argamassa [16]. A argamassa de cal aérea e a de cal hidráulica revelaram elevada capacidade de retenção de água, como é possível observar na Figura 3. Os resultados evidenciam que o incremento do teor em cimento, na mistura ligante das argamassas estudadas, reduz a capacidade de retenção de água das argamassas de forma quase linear. A maior proporção de agregado nas argamassas bastardas, face à que se encontra na argamassa de cimento, Tabela 1, originou que a capacidade de retenção de água manifestada pelas argamassas AC50 e AC75 fosse semelhante e inferior à revelada pela argamassa de cimento (C), respectivamente. Note-se, porém, que esta influência não se fez sentir nas argamassas bastardas com teores de incorporação de cal aérea de 10% (AC10) e 25% (AC25), dado que nestes casos a relação volumétrica mistura ligante:agregado não se afastou muito da presente na argamassa de cimento (1:3), enquanto nas argamassas AC50 e AC75 esta relação foi de 1:4,1 e 1:4,9, respectivamente.

Figura 2: Relação água/ligante necessária à obtenção do mesmo espalhamento.

Figura 3: Capacidade de retenção de água das argamassas estudadas.

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4. PROPRIEDADES NO ESTADO ENDURECIDO 4.1. Porosidade A análise da Figura 4 permite verificar que as argamassas de cal aérea (Aref) e de cimento (C), revelaram, como esperado, porosidades significativamente diferentes, da ordem de 24% e 12%, respectivamente. Por sua vez, as argamassas bastardas revelaram valores de porosidade compreendidos entre os obtidos para as argamassas de cal aérea (Aref) e de cal hidráulica (H). A porosidade das argamassas bastardas revelou-se pouco sensível à percentagem de cimento na mistura ligante, dado que os valores de porosidade destas argamassas se encontram compreendidos entre 19,2% e 20,1% e são da mesma ordem de grandeza do valor de porosidade revelado pela argamassa de cal hidráulica (H). Repare-se, contudo, que a presença de 10% de cimento na mistura ligante (AC10) reduziu substancialmente a porosidade manifestada pela argamassa de cal aérea (Aref).

Figura 4: Valores de porosidade das argamassas.

Figura 5: Valores do coeficiente de absorção de água por capilaridade das argamassas.

4.2. Absorção de água por capilaridade O fenómeno de absorção de água por capilaridade assume um significado de enorme importância no estudo de materiais porosos, dada a sua participação na penetração de água nestes materiais. A Figura 5 presenta os valores dos coeficientes de absorção de água por capilaridade obtidos para as argamassas em estudo. Os coeficientes obtidos evidenciam de forma clara a diferença na capacidade de absorção de água que se regista entre a argamassa de cal aérea (Aref) e as argamassas hidráulicas (H e C). A argamassa de cal aérea apresenta elevada capacidade de absorção de água, sendo esta alterada pela incorporação de cimento de forma algo significativa, tal como o registado para a porosidade. A presença de teores de cimento até 25% na mistura ligante (AC10 e AC25) originaram uma redução do coeficiente de absorção de água, sendo que, para teores iguais ou superiores a 50% de cimento (AC50 e AC75) a velocidade de absorção aumenta ligeiramente. Tendo em atenção que as argamassas bastardas revelaram valores de porosidade inferiores ao da argamassa de cal aérea, mas muito semelhantes entre si e com o menor valor registado na argamassa com 10% de cimento (AC10), a influência da presença de cimento na capacidade de absorção de água das argamassas bastardas tem origem nas alterações promovidas na estrutura porosa das argamassas, em termos de dimensão e conectividade dos poros. O comportamento em presença de água das argamassas foi confrontado com os requisitos presentes na norma que especifica as argamassas para rebocos interiores e exteriores de alvenarias, a NP EN 998-1 [17]. Esta norma estabelece alguns requisitos para a capacidade de absorção de água por capilaridade das argamassas, em função do seu uso. No presente artigo são apenas relevantes os requisitos relativos às argamassas de reboco de uso geral (GP), isto é, argamassas que não possuem características especiais, e às argamassas de reboco de renovação (R), que a norma descreve como argamassas a utilizar em paredes contendo sais solúveis, que possuem elevada porosidade e permeabilidade ao vapor de água. Para as argamassas de uso geral, a norma classifica a absorção de água com base no coeficiente de capilaridade (c). Para as argamassas de renovação, a NP EN 998-1 avalia a sua absorção capilar com base na variação da massa do provete por unidade de superfície, registada entre as 0 e as 24 horas após o início do ensaio, e a penetração de água (franja capilar) atingida 24 horas após o início do ensaio de absorção de água por capilaridade. Os referidos requisitos são apresentados na Tabela 2. A Tabela 3 procede ao enquadramento das argamassas estudadas, em termos dos requisitos

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estabelecidos na NP EN 998-1, para as características de absorção de água. Tabela 2 – Requisitos relativos à capacidade de absorção de água por capilaridade estabelecidos na NP EN 998-1 para argamassas de reboco, de uso geral (GP) e de renovação (R). Figura 13: Influência do volume de Leca na resistência dos BEAL (relação s/c constante ou variável).

Tabela 3 – Enquadramento das argamassas estudadas nos requisitos da NP EN 998-1 relativamente à absorção capilar e penetração de água.

Tendo em atenção as características de absorção de água das argamassas estudadas, a Tabela 3 permite verificar que todas elas, com excepção da argamassa de cimento (C), pertencem à classe W0, o que significa que podem ser sujeitas a condições abrigadas de exposição. A argamassa cimentícia (C), por apresentar uma menor capacidade de absorção de água por capilaridade, pode vir a ser aplicada em ambientes sujeitos a condições ambientais um pouco mais severas. É ainda possível observar que, apesar de todas as formulações apresentarem uma capacidade de absorção de água compatível com a utilização como argamassas de renovação, apresentam franjas capilares superiores ao estabelecido na norma, pelo que não podem ser classificadas como argamassas de renovação, mas apenas como argamassas de uso geral. 4.3. Resistência mecânica A Figura 6 apresenta o valor médio das tensões de rotura à flexão e à compressão das argamassas estudadas, sendo possível observar a diferença significativa do comportamento mecânico existente entre a argamassa de cal aérea e as argamassas hidráulicas, sendo esta diferença significativamente mais relevante para a argamassa de cimento. Esta última revelou uma resistência à flexão e à compressão, da ordem de 20 e 50 vezes superior à da argamassa de cal aérea, respectivamente. As argamassas bastardas, com excepção da AC10, revelaram valores de tensão de rotura à compressão e flexão intermédios aos registados nas argamassas de cal aérea (Aref) e de cal hidráulica (H). A resistência mecânica das argamassas bastardas revelouse sensível à percentagem de cimento na mistura ligante. A adição de teores de cimento inferiores a 25% da mistura ligante não originou incremento de resistência mecânica, quer à flexão, quer à compressão, face ao registado na argamassa exclusivamente formulada com cal aérea (Aref). Já para teores de cimento superiores a 25%, é evidente o aumento de ambas as resistências com a percentagem de cimento na mistura. Não obstante, a resistência mecânica da argamassa bastarda com maior conteúdo hidráulico (AC75) fica bastante aquém da apresentada pela argamassa de cimento (C), que é cerca de 9 vezes superior, diferença que deverá ter sido acentuada pela variação da proporção volumétrica mistura ligante:agregado (Tabela 1). Arandigoyen e Alvarez [8], ao estudarem as características mecânicas de argamassas bastardas de cal aérea e cimento, referem que a adição de quantidades significativas de cimento originou um aumento acentuado da resistência (segundo os autores a argamassa de cimento apresentou uma resistência 50% superior à da argamassa bastarda contendo 75% de cimento). No entanto, a adição de pequenas quantidades de cimento (0 a 40%) a argamassas de cal aérea não ocasionou incrementos significativos de resistência. Também Martínez e Carro [18] relatam um decréscimo de resistência em argamassas de cal aérea com a incorporação de teores em cimento inferiores ou iguais a 33%. Os investigadores justificam este resultado no facto de as partículas de cimento não se

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encontrarem presentes em quantidade suficiente para se comportarem como ligante, comportando-se antes como filler. A hipótese avançada por estes autores parece coadunar-se com os resultados obtidos na caracterização física, nomeadamente, com as baixas porosidades e coeficientes de capilaridade que as argamassas com baixos teores em ligante hidráulico registaram (AC10 e AC25).

Figura 6: Valores médios da tensão de rotura à flexão e à compressão das argamassas aos 28 dias e comparação com os requisitos propostos por Veiga et al. (90 dias). De acordo com Veiga e Carvalho [19], referidas em Rodrigues [16], o comportamento das argamassas será tanto mais dúctil quanto maior for o valor do quociente entre a tensão de rotura à tracção por flexão e a tensão de rotura à compressão. Um comportamento mais dúctil permitirá optimizar a resistência das argamassas às tensões criadas, sem que sejam transmitidos esforços muito elevados ao suporte. A análise da Figura 7 permite verificar que a ductilidade das argamassas estudadas decresce, de forma significativa, com o teor em cimento presente na mistura ligante, sendo de salientar que a presença de apenas 10% de cimento na mistura ligante (AC10) foi responsável por uma redução de 35% da ductilidade registada na argamassa de cal aérea (Aref).

Figura 7: Ductilidade das argamassas analisadas A adequada protecção das paredes de alvenaria antiga implica a utilização de soluções compatíveis com o suporte. Deste modo, é aconselhável a utilização de argamassas com resistência mecânica semelhante à das argamassas que fazem parte integrante das alvenarias antigas. Veiga et al. [20] propuseram alguns requisitos mecânicos para argamassas a aplicar em revestimentos e em juntas de edifícios antigos (Tabela 4). Segundo estes autores, os requisitos foram estabelecidos com base em resultados obtidos em inúmeros ensaios realizados sobre vários tipos de argamassas, assim como no seu desempenho após aplicação, tendo como base o tipo de alvenarias mais correntes a sul do país: alvenaria de pedra irregular ou mista de pedra e tijolo, com percentagens elevadas de argamassa.

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Tabela 4 – Requisitos mecânicos mínimos de argamassas de revestimento e de juntas para edifícios antigos (adaptado de Veiga et al. [21]).

Assim, em termos de compatibilidade mecânica com os edifícios antigos, comparando os valores das tensões de rotura à compressão e à flexão (aos 28 dias) das argamassas estudadas com os requisitos propostos por Veiga et al., verifica-se que nem todas as argamassas apresentam características adequadas para aplicação em revestimentos ou juntas de edifícios antigos, Figura 6. De salientar que os requisitos mecânicos propostos por Veiga et al. dizem respeito a valores de resistência mecânica avaliados aos 90 dias, enquanto no presente trabalho a caracterização mecânica das argamassas foi efectuada aos 28 dias. No caso das argamassas predominantemente hidráulicas, a partir dos 28 dias não é esperado um incremento significativo de resistência. Já no caso da argamassa exclusivamente formulada com cal aérea (Aref) e das bastardas com elevado teor de cal (AC10 e AC25) é de esperar um incremento de resistência dos 28 aos 90 dias, como aliás comprovam os resultados obtidos, em condições semelhantes, por Agostinho [21] e Fernandes [22]. Contudo, tendo em atenção a evolução da resistência mecânica destas argamassas, não é previsível que a argamassa AC10 venha a satisfazer, aos 90 dias de idade, o requisito mínimo proposto por Veiga et al. para a tensão de rotura à flexão de argamassas de revestimento. Por outro lado, nas argamassas que se enquadram mais próximas dos limites superiores de resistência propostos pelos referidos autores logo aos 28 dias (AC50 e AC75), não é expectável que, com o aumento de resistência originado pelos processos de carbonatação e hidratação, esses limites sejam excedidos para argamassas de revestimento e de juntas pela AC50, e para argamassas de juntas pela AC75. Assim, considerados os requisitos em causa, como camada constituinte de um reboco apenas é recomendável a utilização da argamassa de cal (Aref) e das bastardas contendo um teor de cimento compreendido entre 25 e 50% (AC25 e AC50). Em juntas, poderão ser utilizadas as argamassas bastardas mais fortes, designadamente, as contendo teores iguais ou superiores a 50% de cimento (AC50 e AC75). As argamassas hidráulicas, ao excederem os limites estipulados pelos referidos autores logo aos 28 dias, possuem resistência excessiva para ambos os tipos de aplicação. A resistência mecânica das argamassas foi também classificada de acordo com a NP EN 998-1 [17]. Na Tabela 5 são apresentados os requisitos relativos às argamassas de reboco de uso geral (GP) e de renovação (R), em termos de resistência mecânica à compressão, preconizados pela referida norma. A Tabela 6 enquadra as argamassas estudadas nos referidos requisitos e permite verificar que apenas as argamassas AC50, AC75 e H apresentam resistência mecânica compatível com a classe CS II, requisito essencial à sua classificação como argamassas de renovação. Não obstante, a generalidade das argamassas apresenta potencial para utilização como rebocos de uso geral. Isto significa que as argamassas bastardas analisadas no âmbito deste trabalho poderão constituir uma alternativa viável e mais sustentável, não só para aplicação como rebocos de substituição, mas também como rebocos correntes, no que se refere à resistência mecânica. Tabela 5 – Requisitos para argamassas de reboco no estado endurecido, em termos de resistência à compressão, segundo a NP EN 998-1.

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Tabela 6 – Enquadramento das características mecânicas das argamassas estudadas nos requisitos estabelecidos na NP EN 998-1.

5. CONCLUSÕES O estudo efectuado permitiu concluir que a argamassa de cal aérea apresentou, face às argamassas hidráulicas, maior capacidade de retenção de água, maior porosidade, maior rapidez de absorção de água por capilaridade (maior coeficiente de capilaridade), maior ductilidade e menor resistência mecânica. Em geral, a argamassa de cal hidráulica analisada apresentou características intermédias entre a argamassa de cal aérea e a argamassa de cimento. Por sua vez, as argamassas bastardas analisadas apresentaram características compreendidas entre as registadas para a argamassa de cal aérea e as verificadas para a argamassa de cimento, e fortemente dependentes do teor em cimento incorporado. A adição de percentagens de cimento inferiores ou iguais a 25% conduziu a uma redução da porosidade, do coeficiente de capilaridade e a uma ligeira diminuição da resistência mecânica. Estes resultados parecem coadunar-se com a hipótese, primeiramente avançada por Martinez e Carro [18], que o cimento, quando adicionado em pequenas percentagens (neste caso até 25%), pode não desenvolver as suas propriedades de ligante, comportando-se antes como um filler. Já a presença de um teor em cimento superior ou igual a 50% permite a obtenção de algum ganho de resistência mecânica inicial, face à argamassa de cal aérea, facilitando a sua aplicação e reduzindo o tempo associado às intervenções. Adicionalmente, as soluções bastardas apresentam uma potencial reversibilidade maior do que as argamassas hidráulicas, dada a sua menor resistência mecânica, útil quando se pretende proceder à sua substituição (por eventual término de vida útil ou patologia associada), não danificando a alvenaria de pedra ou tijolo. Verificou-se ainda que a argamassa de cal aérea e as argamassas bastardas com baixos teores em ligante hidráulico (entre 25 e 50%) aparentam ser adequadas para aplicação em revestimentos de edifícios antigos e as argamassas bastardas com maiores teores em cimento (entre 50 e 75%) apresentam maior potencial para aplicação em juntas de edifícios antigos, segundo os requisitos propostos por Veiga et al. [20]. A argamassa de cal hidráulica e a de cimento não se revelaram adequadas para nenhuma destas aplicações devido aos elevados valores de resistência mecânica apresentados. A generalidade das argamassas estudadas revelou ainda elevada capacidade de penetração de água, pelo que não poderão ser classificadas como argamassas de renovação, de acordo com a NP EN 998-1. Quando apresentam desempenhos equivalentes, recomenda-se o uso de argamassas com maior teor em cal aérea, por constituírem soluções mais sustentáveis. Com efeito, segundo Hammond e Jones [5], que compilaram as energias incorporadas de diversos materiais de construção, as argamassas bastardas ricas em cal, apresentam menor energia incorporada (“Cradle-to-gate”) e menores emissões de gases poluentes, designadamente CO2, associadas à sua produção.

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[3] Veiga, M. R., Argamassas para revestimento de paredes de edifícios antigos. Características e campo de aplicação de algumas formulações correntes. Actas do 3º ENCORE, Encontro sobre Conservação e Reabilitação de Edifícios. Lisboa, 2003, LNEC.

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[5] Hammond G.; Jones, C.; Inventory of Carbon & Energy (ICE), version 2.0. University of Bath, United Kingdom, 2010.

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[7] Lanas J.; Alvarez J.J.; “Masonry repair lime-based mortars: factors affecting the mechanical behavior”, Cem. Concr. Res., Vol. 33 (11), 2003, pp. 1867–1876.

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[9] NP EN 459-1 – Cal para construção - Parte 1: Definições, especificações e critério de conformidade. Instituto Português da Qualidade (IPQ), 2002.

[10] EN 1015-3 – Methods of test mortar for masonry - Part 3: Determination of consistence of fresh mortar (by flow table). European Committee for Standardization (CEN), Brussels, 1999.

[11] NP EN 196-1 – Métodos de ensaio de cimentos. Parte 1: Determinação das resistências mecânicas. Instituto Português da Qualidade (IPQ), 1996.

[12] EN 1015-8 – Methods of test mortar for masonry - Part 8: Determination of water retentivity of fresh mortar. European Committee for Standardization (CEN), 1999.

[13] RILEM, Test No. I.1 – Porosity accessible to water. RILEM 25-PEM – Recommandations provisoires. Essais recommandés pour mesurer l’altération des pierres et évaluer l’éfficacité des méthodes de traitement. Matériaux et Construction, Vol.13, Nº75, 1980.

[14] EN 1015-18 – Methods of test mortar for masonry - Part 18: Determination of water absorption coefficient due to capillary action of hardened mortar. European Committee for Standardization (CEN), Brussels, 2002.

[15] EN 1015-11 – Methods of test mortar for masonry - Part 11: Determination of flexural and compressive strength of hardened mortar. European Committee for Standardization (CEN), Brussels, 1999.

[16] Rodrigues M. P.; Argamassas de revestimento para alvenarias antigas – Contribuição para o estudo da influência dos ligantes. Tese de Doutoramento em Engenharia Civil, UNL/FCT, 2004.

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[18] Martínez M.; Carro, G.; Ancient building requirements and the evaluation of different lime-cement mortars compositions. 2.º Congresso Nacional de Argamassas de Construção, APFAC, Lisboa, 2007.

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[21] AGOSTINHO, C.; Estudo da evolução do desempenho no tempo de argamassas de cal aérea. Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, IST/UTL, 2008.

[22] FERNANDES, M.; Estudo da influência da granulometria das areias no desempenho de rebocos para edifícios antigos. Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil, IST/UTL 2009.

INÊS FLORES-COLEN

JORGE DE BRITO

VASCO DE FREITAS

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BRUNA SILVA

Eng.ª Civil, Bolseira de Investigação

Prof. Auxiliar

DEP. ENG. CIVIL, IST, UTL

Doutoramento em Eng.ª Civil (IST). Leccionação e responsabilidade de discilplinas (1º, 2º e 3º ciclos) no domínio da Conservação do Património Construído e dos Materiais de Construção Participação em projectos de investigação europeus e nacionais. Autora de artigos científicos.

Doutoramento em Engª Civil. Responsável pelo Grupo de Disciplinas de Materiais de Construção Principais domínios de Investigação: Materiais de reparação, argamassas e betões Autor de vários artigos científicos.

Mestre em Engenharia Civil pelo Instituto Superior Técnico. É actualmente bolseira de investigação no domínio dos Materiais de Construção para Conservação do Património Edificado no Instituto Superior Técnico, com o qual colabora desde 2010.

ANA PAULA FERREIRA PINTO

AUGUSTO GOMES

Prof. Associado

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INFLUÊNCIA DA FLUIDEZ NA CAPACIDADE DE INJECÇÃO DE CALDAS PARA CONSOLIDAÇÃO DE ALVENARIAS ANTIGAS NUNO G. ALMEIDA

A. P. FERREIRA PINTO

A. GOMES

Eng.ª Civil (IST) Lisboa

Prof. Eng.º Civil (IST) Lisboa

SUMÁRIO O artigo analisa a influência da fluidez de diferentes caldas de injecção, avaliada através dos métodos do cone e do espalhamento, na capacidade de injecção sob pressão de misturas granulométricas pré-definidas. A análise dos resultados da avaliação da fluidez e da capacidade de injecção apontou a avaliação da fluidez pelo método de espalhamento como sendo o mais informativo da capacidade de injecção das caldas estudadas, sobretudo em meios constituídos por vazios de menor dimensão.

ABSTRACT The paper assesses the fluidity of several grouts, through the cone and spreading tests, and analyzes its influence on the ability of the grouts to be injected under pressure into different granulometric mixtures. The results pointed the spreading test as the most informative to assess the influence of the fluidity of the grouts into their injection capacity, especially in media consisting of smaller voids.

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1. CAPACIDADE DE INJECÇÃO A consolidação de alvenarias antigas através da introdução de caldas de injecção é uma das técnicas menos intrusivas e com melhores resultados do ponto de vista da consolidação estrutural. Esta técnica consiste na introdução sob pressão de uma calda no interior das alvenarias para preenchimento das fissuras e dos vazios existentes. De forma a garantir a correcta consolidação das alvenarias é fundamental assegurar a adequada capacidade de injecção da calda, pelo que a selecção da calda e do processo de injecção são determinantes para a eficácia desta solução. A calda de injecção a utilizar deve ser seleccionada de modo a garantir a sua correcta injecção, bem como a assegurar a sua compatibilidade e a aderência aos materiais constituintes das alvenarias [1]. Tendo em consideração a compatibilidade física, química e mecânica com os materiais presentes nas alvenarias, diversos investigadores têm sugerido a utilização de caldas bastardas de cal aérea hidratada e ligantes hidráulicos (cal hidráulica e/ou cimento) – geralmente designadas por caldas binárias – ou, mais recentemente, formuladas exclusivamente à base de cal hidráulica [2][3]. Com o intuito de maximizar as propriedades das caldas é ainda frequente a adição de outros produtos, nomeadamente de estabilizantes e de superplastificantes que permitem obter caldas estáveis e suficientemente fluidas para a sua correcta injecção [4]. O comportamento de uma calda no estado fluido é, regra geral, viscoelástico não Newtoniano [4]. Deste modo, no domínio das caldas de injecção é recorrente a utilização dos modelos de Bingham e de Herschel-Bulkley para a avaliação do seu comportamento reológico [4]. De acordo com estes modelos, a tensão de cedência representa o valor crítico para o qual os fluidos começam a deformar-se, enquanto a viscosidade plástica está associada à velocidade com que um material flui permitindo, assim, diferenciar os materiais em termos de resistência ao escoamento [5]. Depreende-se assim que, a capacidade de injecção das caldas, para além de depender das características das alvenarias, depende fortemente de factores intrínsecos das caldas, tais como a viscosidade e a tensão de cedência no estado fluído. Em laboratório, estas características podem ser avaliadas, directa ou indirectamente, sendo que para a avaliação da fluidez a maior parte dos ensaios existentes, em especial os ensaios mais expeditos e com menores custos associados, permitem apenas a avaliação indirecta de uma das propriedades isoladamente: viscosidade ou tensão de cedência. Em termos de procedimentos normalizados para a avaliação da fluidez, a norma NP EN 445:2008 preconiza dois métodos de ensaio: método do cone e método do espalhamento. O método do cone consiste na determinação do tempo de escoamento, expresso em segundos, que uma calda demora a passar através de determinado orifício de um recipiente, geralmente tronco-cónico, de dimensões conhecidas (EN 445, ASTM C939). Apesar de não ser possível estabelecer uma relação directa com as características reológicas, o tempo de escoamento constitui-se como um bom indicador da viscosidade da calda e consequentemente da sua fluidez [6]. Por outro lado, a avaliação da fluidez através do método do espalhamento baseia-se no facto do espalhamento cessar quando a tensão de corte é inferior à tensão de cedência. A tensão de cedência encontra-se assim relacionada com o diâmetro da amostra no final do ensaio, sendo possível, em determinadas condições, estabelecer uma relação numérica entre estas propriedades [7]. Diversos autores [7] admitem ainda uma relação entre o tempo necessário para atingir o espalhamento final e a viscosidade da calda. Segundo a norma NP EN 445:2008 para a avaliação da fluidez apenas deverá ser aplicado um dos métodos preconizados, sendo o método de espalhamento mais adequado para caldas tixotrópicas. Porém, a classificação rigorosa quanto à tixotropia ou antitixotropia de uma calda apenas é possível com recurso a viscosímetros e/ou reómetros. Deste modo, na ausência deste tipo de equipamentos torna-se difícil a classificação do comportamento reológico de caldas de injecção e assim saber previamente qual o procedimento de ensaio mais indicado para a avaliação indirecta e expedita da fluidez e, consequentemente, da capacidade de injecção. Assim, de forma a simular a injecção de caldas no interior das alvenarias e avaliar o correcto preenchimento dos vazios, diversos autores têm proposto o desenvolvimento de procedimentos de ensaio específicos para a avaliação da capacidade de injecção de caldas. Estes ensaios baseados na norma Francesa NF P 18-891 consistem, em grande parte, na introdução sob pressão de calda no interior de provetes cilíndricos preenchidos com agregados, de diferentes granulometrias e natureza, de forma a simular o interior das alvenarias. A realização deste ensaio permite a avaliação do tempo de preenchimento e da quantidade de calda injectada, grandezas que se constituem como indicadores da capacidade de injecção e de preenchimento dos espaços vazios das diferentes caldas [1][8]. Para além das propriedades reológicas das caldas, também as características do meio a injectar são determinantes para a capacidade de injecção da calda, designadamente o volume e a dimensão dos vazios. De facto, segundo Eklund e Stille [9] a capacidade das caldas penetrarem no interior das alvenarias depende essencialmente do seu comportamento reológico e da relação entre as dimensões dos vazios e das partículas sólidas da calda. De acordo com os mesmos autores, para evitar a ocorrência do bloqueio do escoamento a dimensão mínima dos vazios a preencher deverá ser 4 a 10 vezes superior à dimensão máxima das partículas da calda.

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No entanto, Gil [10] refere que a dimensão mínima dos vazios (DV,min) deverá ser superior a duas vezes a dimensão máxima das partículas sólidas da calda (DC,max). Assim, no presente trabalho procede-se à análise da influência da fluidez de um conjunto de caldas, obtida através dos procedimentos de ensaio preconizados na norma NP EN 445:2008, na capacidade de injecção sob pressão de misturas granulométricas pré-definidas, com diferentes volumes e dimensões de vazios.

2. DESENVOLVIMENTO EXPERIMENTAL 2.1 Produção das caldas Tendo em consideração os requisitos para alvenarias antigas, na formulação das caldas foram utilizadas duas caldas pré-doseadas, PDA e PDB (produtos comerciais à base de cal hidráulica, adições e adjuvantes), e três tipos de cal hidráulica - HL 5, NHL 3,5 (EN 4591:2010), e NHL 3,5 Z (NP EN 459-1:2002) – para a formulação de caldas exclusivamente de cal hidráulica. Na sequência de um trabalho que tem vindo a ser desenvolvido para a caracterização de caldas pré-doseadas para consolidação de alvenarias antigas [11], na produção das caldas foi utilizado o seguinte procedimento: adicionar os constituintes secos à totalidade da água previamente colocada no recipiente de mistura e proceder de imediato à agitação da mistura por um período de 5 minutos com uma velocidade de rotação do agitador acoplado a um berbequim de 2700 rpm. Com base no referido por diversos autores [3] [12] e nas conclusões obtidas em trabalhos anteriores [11], considera-se que o procedimento adoptado permite a obtenção de caldas homogéneas, estáveis e fluidas quando devidamente formuladas. As caldas PDA e PDB foram formuladas com as relações a/l prescritas nas fichas técnicas de 0,4 e 0,38, respectivamente. Nas caldas de cal hidráulica a relação a/l foi determinada de modo a garantir a obtenção de caldas com tempos de escoamento de 10±1 s, semelhantes aos valores de fluidez obtidos para as caldas PDA e PDB. A Tabela 1 apresenta os valores de a/l e os de fluidez, obtidos através do método do cone e do método de espalhamento, para cada calda. Tabela 1. Relação a/l e fluidez avaliada pelo método do cone e espalhamento

2.2 Avaliação da Fluidez – Método do Cone vs Espalhamento Com base na análise dos valores de espalhamento e do tempo de escoamento verifica-se não haver uma correspondência directa entre ambas as grandezas, pelo que se poderá concluir que a avaliação da fluidez será distinta consoante o método de ensaio utilizado. Por exemplo, as caldas estudadas quando caracterizadas pelo método do cone apresentam valores semelhantes do tempo de escoamento e, consequentemente, fluidez semelhante. Porém, quando avaliadas pelo método do espalhamento, os resultados apontam para uma maior fluidez das caldas pré-doseadas, tendo em atenção os maiores valores de espalhamento obtidos. De acordo com Roussell [7], o espalhamento das caldas constitui-se como um indicador indirecto da tensão de cedência. Deste modo, os valores de espalhamento mais elevados das caldas pré-doseadas, face aos das caldas formuladas exclusivamente com cal hidráulica, apontam para que as caldas pré doseadas possuam menores valores da tensão de cedência. Os possíveis valores mais elevados do espalhamento das caldas pré-doseadas poderão estar associados à presença de adjuvantes, designadamente plastificantes e/ou superplastificantes, na sua formulação. De facto, de acordo com diversos autores o uso deste tipo de adjuvantes é responsável pela redução significativa da tensão de cedência de pastas e betões provocada pela maior dispersão das partículas sólidas das suspensões [13][14]. Por outro lado, segundo Banfill [15], o efeito dos plastificantes na redução da viscosidade não é tão significativo quando comparado com a redução dos valores da tensão de cedência, o que poderá justificar o facto das caldas

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pré-doseadas apresentarem valores de tempo de escoamento semelhantes aos das restantes caldas, apesar dos maiores valores de espalhamento. Em trabalhos futuros, a realizar com o recurso a um reómetro, poder-se-á verificar a validade desta hipótese através da obtenção dos valores da tensão de cedência e de viscosidade. Assim, constituindo-se ambos os métodos de ensaio como procedimentos normalizados para a avaliação expedita da fluidez com conclusões distintas, interessa aferir qual dos métodos é mais informativo da capacidade de injecção efectiva de uma calda para consolidação de alvenarias antigas. 2.3 Capacidade de injecção 2.3.1 Procedimento experimental O ensaio utilizado para a avaliação da capacidade de injecção foi desenvolvido com base na norma Francesa NF P 18-891 e em trabalhos de investigação realizados neste domínio, tendo-se adoptado o esquema de ensaio representado na Figura 1.

Figura 1. Esquema de ensaio para avaliação da capacidade de injecção O esquema de ensaio é constituído por um reservatório, dotado de uma válvula reguladora de pressão e de um manómetro de controlo, ligado a uma rede de ar comprimido. A ligação do reservatório à parte inferior da coluna de injecção (moldes cilíndricos em acrílico com um diâmetro interno de 42 mm e uma altura de 330 mm) é assegurada através de um tubo flexível de PVC com um diâmetro interior de 15 mm. No topo da coluna de injecção existe um tubo de purga que liga a uma proveta graduada com capacidade de 1l. A coluna de injecção foi preenchida com diferentes misturas granulométricas, materializando o meio através do qual se pretende avaliar a maior ou menor facilidade de escoamento da calda. A compactação do material de preenchimento foi realizada com 15 pancadas horizontais distribuídas uniformemente em toda a altura do cilindro com auxílio de uma varão metálico com 10 mm de diâmetro. Para além das características das caldas e da mistura granulométrica no interior da coluna de injecção, a pressão utilizada no ensaio é outra variável com influência na avaliação da capacidade de injecção. Para determinada gama de valores, quanto maior é a pressão maior será a velocidade com que a calda flui nos vazios do meio. Por outro lado, quanto maior a velocidade de escoamento menos água será absorvida pelo meio e consequentemente maior será a suspensão das partículas sólidas [16]. Contudo, a aplicação de pressões elevadas poderá dar origem a tensões superiores à própria resistência da alvenaria, o que do ponto de vista estrutural poderá não ser admissível. Por esta razão, a pressão geralmente aplicada na consolidação de alvenarias antigas insere-se na gama de valores compreendida entre 1 e 2 bar [17][18][19][20], registando-se casos pontuais com aplicação de pressões ligeiramente superiores [21]. Brás [3] estudou a injecção de uma calda através de um meio constituído por agregados calcários, com dimensões entre 2-4 mm, com pressões variáveis entre 1 e 2 bar e não identificou diferenças na capacidade de injecção para pressões superiores a 1,5 bar. A mesma autora refere como sendo suficiente a utilização de 1 bar para a injecção de caldas de cal hidráulica [3]. Deste modo, tendo em consideração os pressupostos referidos, bem como a pressão máxima de 1bar indicada na ficha técnica da calda PDB, no presente trabalho optou-se pela utilização de 1 bar para a injecção de todas as caldas testadas.

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2.3.2 – Caracterização dos vazios do meio a injectar No presente trabalho, a capacidade de injecção das caldas foi avaliada recorrendo a três misturas granulométricas, duas delas provenientes do fraccionamento de uma areia de rio (1-2 mm; 2-4 mm) e outra de uma brita – “bago de arroz” (4-6,3 mm). Para cada mistura granulométrica foi determinado o volume de vazios e uma estimativa da dimensão dos vazios. O volume de vazios foi determinado medindo a quantidade de água que se pode adicionar no interior de um recipiente previamente preenchido com a mistura granulométrica. A forma irregular das partículas utilizadas no preenchimento da coluna impossibilita a determinação exacta da dimensão dos vazios. Deste modo, a caracterização da dimensão dos vazios poderá ser efectuada pela observação dos provetes injectados, ou através de indicadores indirectos da dimensão dos vazios. Neste sentido, em trabalhos realizados no domínio de caldas para consolidação de alvenarias antigas, diversos autores [10][12][16] têm procedido à estimativa da dimensão dos vazios (DV) de um meio compactado em função do diâmetro das partículas do meio (DA), através da equação 1:

DV=0,15DA

(1)

Com base na equação 1, Gil [10] propôs a definição do factor da dimensão dos vazios (FDV) para a caracterização da dimensão dos vazios existentes no interior de colunas de injecção preenchidas com misturas constituídas por diferentes fracções granulométricas. Assim, para cada fracção granulométrica o FDV é calculado de acordo com a equação 2, através da média aritmética das dimensões mínima (DV,min) e máxima (DV,max) dos vazios.

FDV =

D V, min + D V, máx 2

(2)

De forma a validar a expressão anterior, o mesmo autor procedeu à comparação do factor de dimensão dos vazios com o coeficiente de permeabilidade obtido experimentalmente, tendo por base os princípios associados à lei de Darcy [10]. Segundo esta lei, o coeficiente de permeabilidade depende, entre outros factores, da dimensão dos vazios do meio. Através da comparação das duas grandezas, Gil [10] obteve uma correlação considerável entre ambas. Com base nestas conclusões, no presente trabalho optou-se por proceder à caracterização dos vazios do meio a injectar através do factor de dimensão dos vazios e do volume de vazios, conforme apresentado na Tabela 2. Tabela 2. Caracterização das misturas granulométricas utilizadas

2.3.3 – Estudo da influência do meio a injectar e da fluidez das caldas na capacidade de injecção Com base no esquema de ensaio e na pressão adoptada procedeu-se à injecção de cada calda nas misturas granulométricas seleccionadas, registando-se, para cada caso, o tempo de injecção da coluna e o tempo necessário para o escoamento de 1 dm3 de calda através da coluna de injecção. Através do tempo necessário para o escoamento de 1 dm3 de calda calculou-se o caudal instalado ao longo do esquema de ensaio. Os resultados obtidos são os apresentados na Tabela 3.

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Tabela 3. Resultados do ensaio de avaliação da capacidade de injecção.

Com o objectivo de analisar a influência do meio a injectar na capacidade de injecção das caldas procedeu-se à determinação da relação entre o diâmetro mínimo dos vazios das fracções granulométricas (DV,min) e o diâmetro máximo das partículas sólidas da calda (DC,max) para cada mistura granulométrica e tipo de calda analisada, conforme apresentado na Tabela 4. Contrariamente ao registado por outros autores para a injecção de caldas de base cimentícia, nas mesmas condições de pressão e meio poroso [10][12], a análise da Tabela 3 permite verificar que nenhuma das caldas estudadas revelou capacidade para injectar a mistura granulométrica constituída por partículas com dimensões 1-2 mm, à qual corresponde um factor de dimensão dos vazios de 0,23 mm. Com excepção da calda PDB, a não injectabilidade das caldas poderá ser justificada tendo por base os valores da relação DV,min/DC,máx apresentados na Tabela 4 e os limites indicados por Gil [10], Eklund e Stille [9]. Contudo, no caso da calda PDB, com uma relação DV,min/DC,máx =12,5 e uma fluidez elevada quando avaliada através do espalhamento, seria expectável o total preenchimento da coluna mesmo considerando o limite mais desfavorável de DV,min/DC,máx >10 proposto por Eklund e Stille [9]. Assim, a não injectabilidade da calda PDB poderá ser justificada pelo facto da dimensão dos vazios ser apenas uma estimativa e não um valor real, pelo que, dada a elevada heterogeneidade do meio, é possível a existência de vazios com dimensões consideravelmente inferiores a 0,15mm responsáveis pelo bloqueio do escoamento. Tabela 4. Relação entre o diâmetro mínimo dos vazios das fracções granulométricas e o diâmetro máximo das partículas sólidas da calda (DV,min/DC,max).

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Nas situações do incompleto preenchimento das colunas de injecção, não é possível proceder à avaliação quantitativa da capacidade de injecção através da determinação dos tempos de preenchimento e do caudal. Desta forma, Brás [3] para a avaliação da capacidade de injecção das caldas (In), independentemente da percentagem de preenchimento da coluna, propôs a sua determinação em função do tempo de injecção (t), da altura máxima de penetração da calda (hinj) e da altura da coluna de injecção (hcol), de acordo com a seguinte expressão:

1 h inj In = × t h col

(3)

A equação 3 permite assim a avaliação da capacidade de injecção, sendo especialmente útil para a classificação quantitativa nos casos em que se registe o incompleto preenchimento das colunas de injecção. No entanto, no presente trabalho não se procedeu ao registo da altura de penetração da calda no interior da coluna. Deste modo, não foi possível aplicar a equação 3 nas situações já referidas, remetendo-se este procedimento para trabalhos futuros. Relativamente à avaliação da capacidade de injecção para a mistura granulométrica 2-4mm, verificou-se que todas as caldas evidenciaram capacidade de injecção suficiente para proceder ao completo preenchimento da coluna. Contudo, o tempo de preenchimento das caldas HL5, NHL 3,5 e NHL 3,5Z, sobretudo das duas primeiras (tempos de preenchimento da coluna superiores a 30 s), foram consideravelmente superiores aos das caldas pré-doseadas. Para qualquer uma das caldas de cal hidráulica não foi possível obter um 1 dm3 de calda escoada através da coluna de injecção não tendo, assim, sido possível determinar o caudal. Os maiores tempos de enchimento da coluna e o bloqueio do escoamento poderão estar associados às características reológicas da calda e do meio a injectar. Assim, considerando os menores valores de espalhamento das caldas de cal hidráulica face aos valores das caldas pré-doseadas, seria expectável uma maior dificuldade das caldas de cal hidráulica em fluir através dos vazios. Tendo em conta o valor da relação DV,min/DC,máx =1,5 para qualquer das caldas de cal hidráulica e os limites de 2 a 10 referidos na bibliografia [9] [10] para a mesma relação seria também expectável a dificuldade de escoamento destas caldas para a mistura granulométrica em causa. Por outro lado, a paragem do escoamento após o total preenchimento das colunas poderá estar relacionado com a redução do tamanho dos vazios provocada pela absorção de água da calda por parte dos agregados e pela aderência das partículas de ligante às superfícies dos agregados, provocando o incremento da resistência ao escoamento [16]. Como consequência da redução da dimensão dos vazios a relação DV,min/DC,máx diminui, provocando a acumulação das partículas sólidas da suspensão e, consequentemente, o bloqueio do escoamento. Quando comparados os resultados das misturas granulométricas 1-2 mm e 2-4 mm, com volume de vazios semelhante mas com diferentes dimensões médias dos vazios, verifica-se uma maior influência da dimensão dos vazios na capacidade de injecção das caldas estudadas do que do volume de vazios. Analisando os resultados obtidos para a mistura granulométrica 4-6,3 mm, com um DV,min de, 6 mm, verifica-se que o tempo de preenchimento da coluna é de aproximadamente 2 s para todas as caldas, ainda que ligeiramente inferior para as caldas prédoseadas. Atendendo ao facto da dimensão média dos vazios ser superior para a mistura granulométrica 4-6,3mm poder-se-á admitir que a partir de determinada dimensão dos vazios o tempo de preenchimento da coluna não é influenciado pela fluidez quando avaliada através do método do espalhamento. Admitindo como válida a hipótese referida por diversos autores sobre a relação do tempo de escoamento com a viscosidade e do diâmetro de espalhamento com a tensão de cedência [6], os resultados obtidos vão ao encontro do referido por Van Rickstal [16]. Ou seja, a tensão de cedência é um dos parâmetros reológicos com maior importância na determinação da capacidade de penetração da calda no meio poroso (sem influência para determinada dimensão de vazios), ao passo que a viscosidade afecta essencialmente a velocidade do escoamento da calda durante a injecção. Porém, quando analisados os valores do caudal, constata-se que os valores registados para as caldas pré-doseadas e para a calda NHL3,5Z são consideravelmente superiores aos valores das caldas NHL3,5 e HL5, o que poderá ser indicativo de uma maior capacidade de injecção. A diferença entre os valores do tempo de preenchimento e os valores do caudal poderá estar associada, uma vez mais, ao incremento da resistência ao escoamento da calda provocado pela diminuição do diâmetro dos vazios durante a passagem de calda e, consequentemente, pela diminuição da relação DV,min/DC,máx. De uma maneira geral, este fenómeno é mais perceptível nas caldas com partículas de maior dimensão. 2.4. Observação Visual dos Provetes Injectados Como complemento da avaliação da capacidade de injecção realizada no subcapítulo 2.3.3, procedeu-se à observação visual de secções de provetes resultantes da injecção das misturas granulométricas com as várias caldas, Tabela 5.

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As secções transversais dos provetes foram obtidas através do corte com serra de disco dos provetes 28 dias após a sua injecção e mantidos em cura húmida durante esse período de tempo. O seccionamento das colunas injectadas em provetes de menores dimensões, para além de permitir verificar o correcto preenchimento dos vazios no interior do provete, possibilita também a caracterização física e mecânica dos mesmos. As secções longitudinais dos provetes apresentadas na Tabela 5 foram obtidas após a realização do ensaio de compressão diametral aos 28 dias. No presente artigo, procedeu-se apenas à avaliação visual de secções transversais e longitudinais dos provetes cilíndricos provenientes do ensaio de injecção, remetendo-se a avaliação mecânica e física para trabalhos futuros. Assim, para as misturas granulométricas 2-4 mm e 4-6,3 mm através da observação visual das secções, foi também possível verificar o completo preenchimento dos vazios no interior dos provetes com as diferentes caldas utilizadas. Tabela 5. Secções transversais e longitudinais dos provetes provenientes do ensaio de injecção

3. CONCLUSÕES Com a realização do presente trabalho, verificou-se não haver uma correspondência directa entre a fluidez avaliada pelo método do cone e pelo método do espalhamento propostos pela norma NP EN 445:2008. Para valores semelhantes de tempo de escoamento, obtiveram-se valores de espalhamento consideravelmente superiores para as caldas pré-doseadas, possivelmente associados à presença de adjuvantes na sua formulação. Em termos da influência das características do meio a injectar (%vazios e dimensão dos vazios) na capacidade de injecção das caldas, verificou-se que a dimensão dos vazios é mais condicionante para a capacidade de injecção do que o volume de vazios. Os resultados obtidos nas misturas granulométricas e caldas ensaiadas indiciam que as caldas são potencialmente injectáveis, nas condições estudadas, quando a condição FDV ≥ 0,45 e a relação DV,min >2DC,max ocorram em simultâneo.

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Quanto ao procedimento de ensaio adoptado para a avaliação da capacidade de injecção poder-se-á considerar a medição do caudal como um procedimento mais rigoroso e representativo da capacidade de injecção face à determinação do tempo de preenchimento da coluna, uma vez que permite detectar fenómenos de bloqueio do escoamento. A análise conjunta dos resultados da fluidez e da capacidade de injecção demonstra que o método do espalhamento é mais indicativo da capacidade de injecção do que o método do cone, sobretudo para vazios de menor dimensão. De facto, de acordo com Brás [3] e com o obtido no presente trabalho, contrariamente à prática corrente de obra, a avaliação da fluidez exclusivamente pelo método do cone poderá não ser indicativa da capacidade de injecção, pelo que se recomenda a realização em obra dos dois métodos propostos na norma NP EN445:2208. Considerando apenas as características das caldas analisadas, verifica-se que as caldas pré-doseadas demonstram melhores características de injectabilidade do que as caldas de cal hidráulica, sendo que estas últimas não deverão ser utilizadas para meios com vazios de reduzidas dimensões. 4. REFERÊNCIAS

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