Revista Internacional techITT | Vol.12 | Issue 35 | 2014

UMA PUBLICAÇÃO:

REVISTA INTERNACIONAL

TECH ITT

by Construlink

ESTRUTURAS E CONSTRUÇÃO • ESTRUCTURAS Y CONSTRUCCIÓN

Vol.12 Número

35

REVISTA INTERNACIONAL

TECH ITT 03

EDITORIAL Inês Flores-Colen Portugal

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

N. Mamede, D. Faria, A. P. Ramos Portugal, Suíça

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Coordenador editorial: Inês Flores-Colen Edição da revista: Pedro Vaz Paulo Edição de artigos: André Gomes

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

ANÁLISE NUMÉRICA NÃO LINEAR DO PUNÇOAMENTO EM LAJES FUNGIFORMES – ESTUDO PARAMÉTRICO N. Mamede, D. Faria, A. P. Ramos Portugal, Suíça

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INCORPORAÇÃO DE RESÍDUOS DE CERÂMICA EM ARGAMASSAS DE CAL AÉREA Gina Matias, Paulina Faria, Isabel Torres Portugal

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

ANÁLISE NUMÉRICA NÃO LINEAR DO PUNÇOAMENTO EM LAJES FUNGIFORMES - CALIBRAÇÃO

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EM BUSCA DE CIDADES MAIS INTELIGENTES:

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DETERMINAÇÃO EXPERIMENTAL DO PERFIL DE TRANSPORTE DE ÁGUA NO SISTEMA ARGAMASSA-BLOCO CERÂMICO

CONTRIBUIÇÃO DE COBERTURAS E FACHADAS VERDES E REUTILIZAÇÃO DE ÁGUA NÃO POTÁVEL Cristina Matos Silva Portugal

Elton Bauer, Isaura Paes, Helena Carasek, Elier Pavon Brasil

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

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EDITORIAL Caros leitores é com muito gosto que inicio neste número a Coordenação Editorial da RIT - Revista Internacional Tech ITT – Estruturas e Construção, seguindo o trabalho que o meu colega Prof. João Ramôa Correia fez excelentemente durante os últimos anos.

Esperamos com a RIT reforçar a colaboração internacional e divulgação técnica nos países ibero-americanos e africanos de expressão portuguesa. Neste sentido, em 2015, esta revista terá um número especial, com uma selecção das comunicações apresentadas no CONPAT 2015 – Congresso Internacional em Reabilitação das Construções (http://www. conpat2015.com/).

Este número da RIT inclui cinco artigos.

O primeiro e segundo artigos, realizados em colaboração entre a Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade Nova de Lisboa e a École Polytechnique Fédérale de Lausanne, na Suíça, apresentam a análise numérica não linear do punçoamento em lajes fungiformes. Uma parte dedicada ao estudo paramétrico e outra ao benchmarking dos modelos numéricos.

O terceiro artigo, desenvolvido em colaboração entre a Universidade de Coimbra, o ITeCons e a Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade Nova de Lisboa, apresenta um estudo experimental de várias argamassas de cal área com diferentes percentagens de incorporação de resíduos de cerâmica.

O quarto artigo, realizado no Instituto Superior Técnico, apresenta uma análise bibliográfica detalhada sobre o impacte da escolha de coberturas e fachadas verdes e sistemas de reutilização de água não potável em busca de cidades mais inteligentes.

No último e quinto artigo, desenvolvido em colaboração entre a Universidade de Brasília, Universidade Fernando Pessoa e Universidade Federal de Goiás - Brasil, é feita a determinação experimental dos perfis de transporte da água em sistemas de argamassa aplicada em blocos cerâmicos, para três regimes de fluxo de água.

Esperamos que aprecie este volume da RIT.

Inês Flores-Colen (Coordenadora 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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ANÁLISE NUMÉRICA NÃO LINEAR DO PUNÇOAMENTO EM LAJES FUNGIFORMES - CALIBRAÇÃO A. P. RAMOS

D. FARIA

N. MAMEDE

Prof. Eng.º Civil FCT/UNL Lisboa

Dr. Eng.º Civil EPF Lausanne Suíça

Eng.º Civil FCT/UNL Lisboa

SUMÁRIO Neste trabalho apresenta-se um estudo paramétrico referente ao punçoamento centrado em painéis isolados de lajes fungiformes, sem armadura específica de punçoamento, através de uma análise numérica não linear. Numa primeira fase procedeu-se à calibração do modelo numérico, recorrendo se a treze painéis de laje ensaiados ao punçoamento em laboratório, presentes na bibliografia. Posteriormente, procedeu-se a uma análise paramétrica fazendo variar os seguintes parâmetros: percentagem de armadura longitudinal, espessura de laje, classe de resistência do betão e a dimensão do pilar. Foram considerados um total de 373 modelos numéricos. Os resultados foram avaliados e comparados relativamente ao obtido pela aplicação de documentos técnicos e normativos recentes, nomeadamente o EC2 e o MC2010, em termos de cargas de rotura e deslocamentos.

Nesta primeira parte é apresentado a calibração/benchmarking dos modelos numéricos enquanto que na segunda parte, será apresentado o estudo paramétrico realizado.

ABSTRACT This work refers to parametric study of punching in reinforced concrete flat slabs by nonlinear numerical analysis. In order to benchmark the Finite Element model it was analyzed thirteen experimental specimens previously tested on punching. Afterwards the parametric study was carried out by changing the reinforcement ratio, slab thickness, concrete strength and column dimensions performing a total of 373 FE models. The results were evaluated and compared relatively to nowadays recommendations, namely, EC2 and MC2010. This first part presents the FE benchmarking, while the second part a parametric study is presented.

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1. INTRODUÇÃO A ocorrência de colapso total ou parcial nas últimas décadas de alguns edifícios com laje do tipo fungiforme, fez com que aumentasse o interesse dos engenheiros pelo fenómeno da rotura deste tipo de estruturas por punçoamento. As principais causas associadas a este tipo de acidente são o não cumprimento de leis e normas de projeto, na fase de projeto; erros de execução da obra, diminuição de dimensões de pilares e lajes, por exemplo; a alteração das funções dos edifícios, aumentando significativamente os níveis de carga a que os elementos estruturais estão sujeitos. King e Delatte [1], Delatte [2], Gardner et al. [3] e Ruiz et al. [4] apresentam exemplos de acidentes associados ao punçoamento, dos quais resultaram inúmeras perdas humanas e materiais.

Assim, através da análise dos erros associados a acidentes conhecidos e de investigação científica, engenheiros e investigadores procuram estudar e perceber o fenómeno do punçoamento tentando evitar futuras deficiências quer a nível de projeto, construção, reforço e manutenção de estruturas com este tipo de elementos.

O punçoamento em lajes fungiformes ocorre numa zona de descontinuidade geométrica, resultando de uma elevada concentração de tensões na vizinhança da ligação laje pilar, apresentando-se como um dos fenómenos mais complexos neste tipo de estruturas. A capacidade de perceber e prever este fenómeno é deveras importante, uma vez que torna mais segura a utilização de lajes fungiformes, elementos de simples e rápida execução, evitando futuras lacunas e protegendo recursos materiais e humanos.

O recurso a ferramentas de análise numérica tem assumido relativa importância na engenharia civil, por possibilitarem a simulação do comportamento de estruturas de betão armado ou parte destas. As ferramentas mais complexas asseguram a capacidade de prever o comportamento dos materiais de forma não linear, principalmente o betão, tornando possível a análise e simulação dos mais variados tipos de estruturas de betão armado. No entanto, uma calibração dos modelos numéricos com base em informação recolhida experimentalmente nunca pode ser dispensada de forma a se obter validação dos resultados numéricos.

O principal objectivo deste trabalho é o de estudar e avaliar a influência dos vários parâmetros que afetam o punçoamento através da utilização de uma ferramenta de análise. De modo a se atingir esse objetivo, o modelo numérico foi calibrado – Benchmark – recorrendo à simulação de 13 lajes ensaiadas laboratorialmente ao punçoamento (Parte I), englobando estas características da gama dos modelos desenvolvidos para o estudo paramétrico (apresentado na Parte II do trabalho). Os parâmetros variados no estudo paramétrico foram: a dimensão do pilar, entre 300 e 400 mm; a resistência à compressão do betão, de 20 a 40 MPa; a percentagem geométrica de armadura longitudinal, entre 0,5% e 2,0%; e a espessura da laje, entre 200 e 350 mm. Foram ainda, comparados os resultados obtidos numericamente com as previsões presentes nas normas correntes, nomeadamente, o EC2 [5] e o MC2010 [6]. Finalmente, uma proposta de alteração da equação que prevê a resistência ao punçoamento segundo o EC2 [5] é apresentada, na qual se propõe substituir o parâmetro do efeito de escala por parâmetros dependentes da energia de fratura.

2. PROGRAMA COMPUTACIONAL DE CÁLCULO NUMÉRICO Para o desenvolvimento e análise dos modelos numéricos recorreu-se ao programa de cálculo computacional ATENA 3D – desenvolvido pela empresa Cervenka Consulting [7]. Este software permite essencialmente, através de modelos constitutivos adequados, a simulação do comportamento não linear de elementos de betão estrutural, permitindo acompanhar o seu comportamento até à rotura.

Segundo [7], o comportamento do betão foi simulado com base numa relação tensão-deformação uniaxial reduzida a partir de um estado biaxial de tensões. Para contabilizar o efeito de Poisson no comportamento uniaxial do betão foram introduzidas deformações uniaxiais equivalentes a esse estado. Quando sujeito à compressão, na fase em que ainda não se encontra fendilhado, o betão assume os danos como distribuídos, no entanto, após o pico da tensão de resistência à compressão os danos do betão tomam-se como localizados, surgindo sob forma de superfície de esmagamento e perda de resistência do betão. O comportamento do betão à tração antes de fendilhado é assumido como elástico-linear, assumindo rigidez idêntica ao do estado de compressão. Ao se iniciar o processo de formação das fendas, após atingir a tensão de resistência à tração, o comportamento do betão depende de uma lei de abertura de fendas (Hordjik (1991), apresentado em [7]), ocorrendo perda de resistência do betão consoante a abertura de fenda aumenta. O ATENA 3D suporta dois modelos de fendilhação do betão: o fixed crack model e o rotated crack model. No primeiro modelo a fenda assume a direção com que inicia a sua formação, mantendo-se sempre na mesma direção apesar do aumento de carga e deformações. Se ocorrer rotação das deformações principais as tensões principais não acompanham a rotação e originam-se tensões de corte na vizinhança da fenda. No modelo de fendilhação rotated crack model a direção da fenda sofre uma rotação sempre que as tensões principais rodam, sendo que a direção em que o material possui maior resistência é sempre perpendicular à fenda. Na elaboração deste trabalho o modelo de fendilhação foi assumido como uma combinação entre os dois modelos (visto ser o que melhor resultados fornece, segundo Nogueira [8]): quando as fendas se formam vão rodando segundo a direção das tensões principais (rotated crack model) e no momento em que a tensão de resistência à tração se reduz a metade, consoante a abertura de fenda aumenta, as

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fendas tomam direção fixa (fixed crack model). Os elementos sólidos do betão foram simulados com elementos hexaedros com 8 nós de integração, também conhecidos por elementos Brick.

Os varões de armadura longitudinal foram considerados como armadura discreta. Estes foram simulados através de elementos barra, sendo simulado cada varão individualmente e foi assumido um comportamento bilinear para o aço das armaduras. Na análise de modelos numéricos em estruturas de betão armado é recomendado ter em atenção os modelos de aderência armadura-betão – modelos que simulam o mecanismo de transferência de esforços das armaduras para o betão envolvente. Neste trabalho foi assumida uma aderência perfeita entre os varões da armadura e o betão – perfect bond., como recomendado por Nogueira [8].

Os modelos numéricos foram simulados com carregamento prescrito através da introdução de uma deformação por passo de cálculo.

A redistribuição dos esforços internos nos elementos finitos devido ao comportamento não linear dos materiais, os esforços resultantes e estados de deformação foram tidas em conta satisfazendo os três critérios mecânicos: equilíbrio de esforços, compatibilidade de deformações e lei dos materiais. O processo de cálculo numérico utilizado pelo software para obter soluções foi o método iterativo Newton-Raphson. Os critérios de convergência das soluções numéricas foram: erro de deslocamento, erro residual, erro residual absoluto e erro de energia [7].

3. CALIBRAÇÃO DOS MODELOS NUMÉRICOS 3.1 Modelos experimentais Na fase inicial deste estudo procedeu-se à calibração do modelo numérico a ser utilizado por meio da comparação de resultados numéricos com os obtidos experimentalmente para painéis de lajes fungiformes maciças ensaiados ao punçoamento – benchmark.

Nenhum modelo continha armaduras específicas de punçoamento. Foram comparados os resultados em termos de cargas de rotura e deformadas obtidas computacionalmente, com os respetivos resultados experimentais, obtendo-se assim, através dos modelos com melhor correspondência, validação do modelo numérico a utilizar no estudo paramétrico – apresentado na segunda parte deste artigo.

Foram utilizados para a fase de validação dos modelos numéricos treze modelos experimentais de laje fungiforme. Na tabela 1 apresentam-se as características geométricas dos modelos experimentais. Todos os modelos correspondem à área junto ao pilar interior de uma laje fungiforme, estando modelados até à zona da linha de momentos fletores nulos (≈0.22L – onde L é o comprimento do vão). A vista em planta das lajes experimentais pode ser observada na Figura 1.

Tabela 1 – Características dos modelos experimentais.

Nos modelos AR2, AR9, PG11, PG19, PG20, PG2-b e PG5 as solicitações foram aplicadas através de macacos hidráulicos instalados sob a laje de reação do laboratório, sendo as cargas transmitidas para as lajes experimentais por meio de varões de pré-esforço e sistemas de perfis metálicos. Nas lajes DF1, DF4 e PG3 a carga foi introduzida por meio de macacos hidráulicos posicionados no centro da laje, simulando assim o pilar, e suportadas à laje de reação por meio de cabos de pré-esforço. O modelo ND65-1-1 foi carregado

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por meio de um macaco hidráulico simulando o pilar e suportada ao longo do seu contorno por perfis metálicos. A laje experimental P200 foi ensaiada de forma invertida estando apoiada no seu contorno e a carga foi aplicada sobre o pilar.

Na Tabela 2 apresentam-se as principais características do betão constituinte das lajes, e ainda a sua altura útil, d. A resistência média à compressão do betão em cubos, fccm, foi obtida experimentalmente nos modelos da equipa de investigação, nos restantes a informação foi obtida com base na biografia disponível. A resistência à compressão do betão em cilindros, fcm, foi estimada como 80% de fccm, enquanto a resistência à tração do betão, fctm, e o módulo de elasticidade, Ec, foram calculados segundo as recomendações indicadas no EC2 [5], Equação 1 e 2, respetivamente. Seguindo as Equações 3 a 5, sugeridas no Model Code 1990 [16], obteve-se a energia de fratura do betão, GF. Na Tabela 2 é indicada, também, a dimensão máxima do agregado, dg, do betão de cada modelo.

Tabela 2 – Características dos modelos experimentais.

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Figura 1: Vista em planta dos modelos: a) AR2 e AR9, b) DF1 e DF4, c) ID1, d) PG’s (PG3 dobro do tamanho), e) ND621-1, f) P200. (dimensões em [mm])

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Na Tabela 3 podem observar-se as características do aço dos varões das armaduras e a constituição das armaduras longitudinais superior e inferior. A tensão de cedência do aço, fsy, foi obtida através de ensaios de tração. Note-se que o modelo ND65-1-1 não possuía armadura inferior e na laje P200 apenas era constituída por dois varões junto ao pilar, um em cada direção. A armadura superior do modelo ND65-1-1 era diferente nas duas direções, ao contrário dos restantes modelos. No modelo PG11 a armadura longitudinal superior era constituída por varões de 18 e 16 mm alternados a cada 290 mm.

Os modelos experimentais foram monitorizados em termos de cargas de rotura e de deslocamentos verticais, entre outros. As cargas foram obtidas através de células de carga. Os deslocamentos verticais foram lidos através de defletómetros instalados nas faces das lajes, nas duas direcções ortogonais. Os deslocamentos verticais utilizados para comparação neste estudo foram lidos a 1000 mm e 400 mm do centro do pilar para o deslocamento d1 e d2, respetivamente, nos modelos AR2 e AR9; nos modelos DF1 e DF4 os deslocamentos d1 e d2 foram lidos a 800 mm e 400 mm do centro do pilar e na laje ID1 foram lidos a 750 mm e 300 mm, d1 e d2, respetivamente. Nos modelos PG11, PG19, PG20, PG2-b e PG5 o único deslocamento comparado, dpg, foi lido a 1200 mm do centro do modelo e a laje PG3 foi monitorizada a 2400 mm do centro do pilar. Nos modelos ND65-1-1 e P200 não foi possível aceder aos dados referentes a deslocamentos e monitorização. Os valores obtidos experimentalmente dos deslocamentos verticais para comparação são a média dos deslocamentos correspondentes à referida distância, visto que nos modelos numéricos apenas se procedeu à modelação de ¼ das lajes de forma a simplificar e aproveitar as condições de simetria destas.

Tabela 3 – Características das armaduras longitudinais dos modelos experimentais.

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3.2 Resultados 3.2.1 Deslocamentos Verticais A instrumentação dos modelos numéricos foi efetuada precisamente nos mesmos pontos monitorizados nos ensaios experimentais.

Informação mais detalhada pode ser obtida por consulta das respetivas referências. O betão foi modelado por elementos brick (ou hexaedros), com uma malha mais refinada na zona central da laje, até uma distância de 3h da face do pilar. Nesta zona de malha mais refinada foram utilizados 8 elementos finitos em altura, enquanto na zona mais afastada do pilar foram utilizados somente 4 elementos finitos.

Um dos pontos de comparação de resultados numéricos e experimentais para validação do modelo numérico foram os deslocamentos verticais. Na Figura 2 podem observar-se alguns exemplos de gráficos com as relações Carga Deslocamento entre os modelos experimentais numéricos.

Como se pode comprovar através da observação da Figura 2, o comportamento previsto pelos modelos numéricos demonstra uma boa aproximação com o observado nos modelos experimentais. Todos os modelos apresentaram rotura ao punçoamento, embora as lajes experimentais PG2-b e PG5 terem atingido o seu patamar plástico e a rotura por punçoamento ter ocorrido com grandes deformações plásticas, segundo Guandalini [14] – rotura mista flexão punçoamento. Deste modo, justificam-se as disparidades apresentadas, nos modelos PG2-b e PG5, entre as análises numéricas e experimentais, em relação aos deslocamentos finais.

3.2.2 Cargas de Rotura As cargas de rotura das lajes foram o segundo ponto de comparação para a validação do modelo numérico. Na Tabela 4 apresentam-se as cargas de rotura experimentais, VEXP, e numéricas, VFEM, tal como a sua relação. Podem observar-se, ainda, o valor médio do rácio entre os modelos e a seu coeficiente de variação, COV.

Tabela 4 – Comparação das cargas experimentais e numéricas.

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Figura 2: Relações Força- Deslocamento dos modelos experimentais e numéricos.

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Pode afirmar-se que houve uma boa concordância entre as cargas de rotura experimentais e numéricas. A média da relação entre estas resultou em 0.96, com um COV de 0.05. Em média, os resultados dos modelos numéricos foram conservativos quando comparados com os experimentais.

4. CONCLUSÕES De acordo com os resultados apresentados, pode concluir-se que uma adequada abordagem não linear e tridimensional dos modelos pode resultar numa boa simulação do comportamento, até à rotura, dos modelos em estudo. Nos dias de hoje, todos os ramos de engenharia estão cada vez mais ligados à computação. Com a evolução computacional e com o desenvolvimento e utilização deste tipo de software, com base em análises não lineares dos materiais, é possível a consideração de um maior número de casos, que seriam impossíveis e dispendiosos de realizar em laboratório. No entanto os ensaios experimentais são indispensáveis para calibração dos modelos numéricos, sendo estes depois utilizados para estudos paramétricos, tornando possível a extrapolação de resultados de forma económica e rápida. É ainda relevante concluir que a gama de modelos experimentais utilizados para a validação do modelo numérico foi abrangente, sendo as características dos modelos de validação muito amplas, fazendo cobertura às características a variar nos modelos do estudo paramétrico, que será apresentado na segunda parte deste artigo.

5. AGRADECIMENTOS Os ensaios experimentais foram realizados no Departamento de Engenharia Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade Nova de Lisboa. A esta instituição agradecemos os meios colocados à disposição. Este trabalho recebeu ainda apoio da Fundação para a Ciência e Tecnologia – Ministério da Ciência, Tecnologia e Ensino Superior através do Projeto PTDC/ECM/114492/2009.

Manifestamos igualmente reconhecimento à Concremat, S.A., pelo seu contributo à realização de alguns dos ensaios experimentais apresentados, através da fabricação dos respectivos modelos.

6. REFERÊNCIAS [1] King, S.; Delatte, N. J. – “Collapse of 2000 Commonwealth Avenue: Punching Shear Case Study”. ASCE Journal of Performance of Constructed Facilities, nº1, 2004, Págs. 54-61.

[2] Delatte, N. J. – “Beyond Failure: Forensic Case Studies for Civil Engineers”. ASCE Press, Reston, 2009.

[3] Gardner, N. J. et al. – “Lessons from Sampoong Departement store collapse”. Cement and Concrete Composites, nº24, 2002, págs. 523-529.

[4] Ruiz, M. F. et al – “Strengthening of Flat Slabs Against Punching Shear Using Post-Installed Shear Reinforcement”. ACI Journal, Volume 107, 2010, págs. 434-442.

[5] NP EN 1992-1-1 – Eurocódigo 2: Projecto de estruturas de Betão – Parte 1-1: Regras gerais e regras para edifícios. 2010.

[6] Fédération Internationale du Béton – Model Code 2010, First Complete Draft. Bulletin 56, Volume 2, 2010.

[7] Červenka, V. et al. – “ATENA Program Documentation Part 1 – Theory”. Cervenka consulting. 2010.

[8] Nogueira, J. – “Modelação numérica do punçoamento de lajes fungiformes reforçadas com parafusos”. Dissertação de Mestrado.

Universidade Nova de Lisboa/Faculdade de Ciências e Tecnologia, 2011.

[9] Ramos, A. M. P. – “Punçoamento em Lajes Fungiformes Pré-esforçadas”. Tese de Doutoramento. Universidade Técnica de Lisboa, Instituto Superior Técnico. 2003.

[10] Faria, D. et al. – “Strengthening of flat slabs with post-tensioning using anchorages by bonding”. Engineering and Structures, 2011, págs. 2025-2043.

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[11] Faria, D., Inácio, M., Lúcio, V. e Ramos, A. - Punching of Strengthened Concrete Slabs – Experimental Analysis and Comparison with Codes, IABSE, Structural Engineering International, No. 2 – “Codes of Practice in Structural Engineering”, Maio 2012.

[12] Inácio, M. et al. – “Strengthening of flat slabs with transverse reinforcement by introduction of steel bolts using different anchorage approaches”. Engineering and Structures, 2012, págs. 63-77.

[13] Guidotti, R. – “Poinçonnement des Planchers – dalles avec collones superposes fortement sollicitées”. Tese de Doutoramento. École Polytechnique Fédérale de Lausanne. Suiça, 2010.

[14] Guandalini, S. – “Poinçonnement Symétrique des dalles en Béton Armé”. Tese de Doutoramento. École Polytechnique Fédérale de Lausanne. Suiça, 2006.

[15] Tomaszewick, A. – “High-strength concrete – SP2-plates and Sheels, report 2.3. Punching Shear capacity of reinforced concrete slabs”. Noruega. 1993.

[16] Li, K. – “Influence of size on punching shear strength of concrete slabs”. Tese de Mestrado. McGill University. Canadá. 2000.

[17] Fédération Internationale du Béton – Model Code 1990 – Design Code. 1993.

ANTÓNIO RAMOS

DUARTE FARIA

NUNO MAMEDE

PROF. ENG.º CIVIL

DR. ENG.º CIVIL

ENG.º CIVIL

FCT/UNL

EPF LAUSANNE

FCT/UNL

LISBOA

SUIÇA

LISBOA

ampr@fct.unl.pt

duamvf@gmail.com

nunofsmamede@hotmail.com

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ANÁLISE NUMÉRICA NÃO LINEAR DO PUNÇOAMENTO EM LAJES FUNGIFORMES – ESTUDO PARAMÉTRICO A. P. RAMOS

D. FARIA

N. MAMEDE

Prof. Eng.º Civil FCT/UNL Lisboa

Dr. Eng.º Civil EPF Lausanne Suíça

Eng.º Civil FCT/UNL Lisboa

SUMÁRIO Neste trabalho apresenta-se um estudo paramétrico referente ao punçoamento centrado de lajes fungiformes, sem armadura específica de punçoamento, através de um modelo de análise numérica não linear. Numa primeira fase procedeu-se à calibração do modelo numérico, recorrendo-se a treze lajes ensaiadas ao punçoamento em laboratório presentes na bibliografia.

Posteriormente, procedeu-se a uma análise paramétrica fazendo variar os seguintes parâmetros: percentagem de armadura longitudinal, espessura de laje, classe de resistência do betão e a dimensão do pilar. Foram considerados um total de 373 modelos numéricos. Os resultados foram avaliados e comparados com as normas correntes, nomeadamente, o EC2 e o MC2010 em termos de cargas de rotura e capacidade de deformação. Este trabalho é apresentado em duas partes, correspondendo esta à segunda fase, de estudo paramétrico.

ABSTRACT This work refers to parametric study of punching in reinforced concrete flat slabs by nonlinear numerical analysis. In order to benchmark the Finite Element model it was analyzed thirteen experimental specimens previously tested on punching.

Afterwards the parametric study was carried out by changing the reinforcement ratio, slab thickness, concrete strength and column dimensions performing a total of 373 FE models. The results were evaluated and compared relatively to nowadays recommendations, namely, EC2 and MC2010. It will be presented in two parts, the first one corresponds to the numeric models benchmarking and the second to the parametric study. This is the second part of this work.

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1. INTRODUÇÃO Este artigo corresponde à segunda parte do trabalho “Análise Numérica não linear do punçoamento em lajes fungiformes – calibração”, anteriormente publicado. Na primeira parte do artigo foram apresentados o software de análise não linear utilizado no estudo, os modelos experimentais de painéis de laje quadrados ensaiados ao punçoamento utilizados na calibração/validação – benchmarking – do modelo numérico e os resultados provenientes dessa validação.

Nesta segunda parte do artigo, serão apresentados os modelos do estudo paramétrico, as suas características geométricas e dos materiais e os resultados provenientes deste estudo, analisando-se a influência da variação de cada parâmetro considerado – espessura da laje, percentagem de armadura longitudinal de tração, resistência do betão e dimensão da seção do pilar. As cargas previstas pelos modelos numéricos do estudo paramétrico serão comparadas com as previsões das normas correntes, nomeadamente, o EC2 [1] e o MC2010 [2]. Finalmente, uma proposta de alteração da equação que prevê a resistência ao punçoamento segundo o EC2 [1] será apresentada, propondo-se a substituição do parâmetro referente ao efeito de escala por parâmetros dependentes da energia de fratura. A comparação entre a previsão com a expressão proposta e os resultados experimentais de diversos estudos de laje ao punçoamento será analisada.

2. ESTUDO PARAMÉTRICO 2.1 Os Modelos Numéricos Para o estudo paramétrico foram desenvolvidos 360 modelos numéricos onde se variaram os parâmetros referidos acima. Os modelos numéricos, tal como as lajes experimentais descritas na primeira parte deste artigo, simulavam a zona junto a um pilar interior limitada pela linha de momentos fletores nulos, que segundo a literatura se pode aproximar a 22% do vão, L. A geometria dos modelos em planta, ¼ de laje, resultou de acordo com o ilustrado na Figura 1. Nestes modelos os apoios e o pilar foram simulados por elementos com material do tipo aço. A carga foi introduzida através da prescrição de deslocamentos no pilar.

Figura 1: Vista em planta da geometria dos modelos numéricos do estudo paramétrico A geometria dos modelos foi definida com base na escolha da espessura da laje, h, em que através da esbelteza se obteve o comprimento do vão, L, estando este limitado a aproximadamente 22% do seu comprimento: h=L/30. Os apoios foram colocados sobre a linha de momentos nulos, como se observa na Figura 1. Na Tabela 1 apresentam-se as dimensões dos modelos segundo a respetiva espessura. Neste estudo foram consideradas as espessuras de laje seguintes: 200 mm, 225 mm, 250 mm, 300 mm e 350 mm. Os pilares foram considerados com seção quadrada com a dimensão lateral de 300 mm, 400 mm e 500 mm.

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Tabela 1 – Características geométricas dos modelos do estudo paramétrico.

As diferentes resistências do betão assumidas no estudo foram 20, 25, 30 e 40 MPa. Com base nestas resistências à compressão, na Tabela 2 apresentam-se as propriedades associadas a cada classe de resistência, onde: fc é a resistência à compressão do betão à compressão; fct é a resistência à tração do betão; Ec é o módulo de elasticidade do betão e GF é a energia de fratura do betão.

Tabela 2 – Características do betão dos modelos numéricos do estudo paramétrico.

A armadura longitudinal de tração foi o outro parâmetro a ser alterado neste estudo. Foram definidas malhas de armadura correspondentes a percentagens de 0.50, 0.75, 1.00, 1.25, 1.50 e 2.00 %. Os varões foram dispostos nas duas direções ortogonais sendo compostos por uma malha com varões espaçados a cada 100 mm com diâmetro correspondente à respetiva percentagem de armadura. A armadura inferior era constituída por varões espaçados a 200 mm, nas duas direções ortogonais, com o diâmetro dos varões calculado segundo a equação para a armadura mínima para estruturas de betão armado, como recomendado no EC2 [1].

2.2 Resultados da análise paramétrica Por razões de limitação de espaço, nos subtópicos seguintes, apenas serão expostos alguns gráficos referentes ao estudo efetuado, no entanto, as observações e análises efetuadas são referentes a todos os modelos desenvolvidos no decorrer da análise paramétrica.

2.2.1 Influência da percentagem de armadura longitudinal de tração Na Figura 2 apresentam-se dois gráficos que mostram a influência da percentagem da armadura longitudinal traccionada na capacidade resistente dos modelos ao punçoamento. Apresentam-se também, a título exemplificativo o comportamento dos modelos, em que se relaciona a força com o deslocamento. Nos gráficos seguintes apresenta-se o valor da carga de rotura em função da percentagem de armadura longitudinal, para diferentes dimensões dos pilares, diferentes resistências à compressão e diferentes espessuras de lajes.

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Figura 2: Influência da percentagem de armadura na resistência ao punçoamento e relação carga deslocamento.

Como se pode observar na figura acima, a percentagem de armadura longitudinal de tração tem uma grande influência na resistência dos modelos ao punçoamento. Da expressão que caracteriza a regressão potencial efetuada (Figura 2), resulta um expoente médio de 0.35 que é aproximadamente o presente na expressão do EC2 [1] - 1/3. Verifica-se ainda que ao aumentar a percentagem de armadura, os modelos apresentam maior rigidez na fase pós fendilhação e uma maior capacidade resistente ao punçoamento. Este aumento é, no entanto, acompanhado de uma menor capacidade de deformação.

2.2.2 Influência da altura útil – espessura dos modelos Como se pode observar na Figura 3, um aumento da altura útil média (decorrente da espessura dos modelos, posicionamento dos varões da armadura e recobrimento destes) provoca um aumento da resistência ao punçoamento. Quanto ao comportamento dos modelos observou-se que ao se aumentar a altura útil prolonga-se a fase elástica dos modelos até patamares de carga superiores.

Verifica-se também que os deslocamentos são praticamente insensíveis à variação deste parâmetro, resultando todos eles em deslocamentos últimos muito semelhantes, para uma mesma percentagem de armadura.

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Figura 3: Influência da altura útil na resistência ao punçoamento e relação carga deslocamento.

2.2.3 Influência da resistência do betão Tal como ilustrado, com os dois exemplos da Figura 4, com aumento da classe de resistência do betão a resistência ao punçoamento também aumenta. Verifica-se que a média dos expoentes das funções da regressão potencial que caracterizam esse aumento resulta em 0.41, valor este que se encontra entre os valores similares preconizados no EC2 [1] (1/3) e MC2010 [2] (1/2). O comportamento dos modelos revelou-se muito semelhante, mostrando um ligeiro aumento da fase elástica e um incremento dos deslocamentos últimos quando se aumenta a classe de resistência do betão.

2.2.4 Influência da dimensão transversal do pilar Tal como ilustrado nas Figuras 2, 3 e 4, quando se aumenta a dimensão do pilar a resistência ao punçoamento também aumenta.

Os modelos apresentam um comportamento muito similar quando se varia a dimensão do pilar, quer antes quer depois de se dar a fendilhação, como se expõe nos exemplos da Figura 5. Os modelos apresentam um ligeiro aumento da capacidade resistente enquanto os deslocamentos na rotura se mostraram praticamente insensíveis à variação da dimensão dos pilares

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Figura 4: Influência da classe resistência do betão na resistência ao punçoamento e relação carga deslocamento.

2.2.5 Códigos As cargas de rotura previstas pelo modelo numérico foram comparadas com as cargas preconizadas segundo códigos nomeadamente o EC2 [1] e o MC2010 [2], para o nível de aproximação II. A Equação 1 expressa a previsão segundo o EC2 [1] onde d é a altura útil, ρl é a percentagem de armadura longitudinal média e u1 é o perímetro de controlo em torno do pilar definido a uma distância de 2d do pilar. Segundo Muttoni [3], a Equação 2 foi desenvolvida com base na critical shear crack theory é semelhante à presente no MC2010 [2], onde está definida para efeitos de dimensionamento, no entanto neste caso é utilizada a expressão direcionada para resultados experimentais. Na Equação 2, u é o perímetro de controlo definido a 0,5d do pilar, ψ a rotação da laje e dg é a máxima dimensão do agregado. Na equação seguinte rs define a distância do centro do pilar à zona de momentos nulos; fy e Es definem a tensão de cedência e módulo de elasticidade dos varões de aço; msd e mrd são o momento fletor atuante e resistente na zona junto ao pilar, respectivamente, sendo o momento actuante aproximado a V/8

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Figura 5: Influência da dimensão transversal dos pilares na resistência ao punçoamento.

Tabela 3 – Média e COV da comparação entre previsões numéricas e das normas.

Na Tabela 3 apresentam-se as médias das relações, μ, dos resultados da comparação entre as previsões dos modelos numéricos e das normas descritas acima. Ambas as previsões mostraram resultados satisfatórios. O MC2010 [2] mostrou resultados um pouco mais conservativos que o EC2 [1], embora apresentassem ambos o mesmo coeficiente de variação (COV).

3. CALIBRAÇÃO DOS MODELOS NUMÉRICOS Para se propor uma alteração na Equação 1, que expressa a previsão da resistência ao punçoamento segundo o preconizado no EC2 [1], procedeu-se à análise da relação entre a normalização das cargas de rotura previstas numericamente, VNorm.,EC2 (Equação 4) com GF/d (razão entre a energia de fratura do betão e a altura útil do modelo estrutural). Substituiu-se o parâmetro efeito de escala ( ) pelo parâmetro dependente da energia de fratura, GF/d. Tendo por base a equação que define a regressão potencial apresentada na Figura 6, assumida como 2.47 (GF/d)0.18 e na razão entre os modelos experimentais e numéricos de 0.96 (seção 3.2.2 da primeira parte do artigo) efetuou-se a alteração dos parâmetros. A Equação 5 corresponde à nova expressão.

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Figura 6: Relação entre a carga última ao punçoamento prevista numericamente normalizada e GF/d.

Para validação/verificação da equação proposta foram comparados resultados de cargas de rotura de alguns estudos experimentais com a equação proposta, como se pode observar na Tabela 4. Esses valores de carga de rotura experimentais foram ainda comparados com as previsões do EC2 [1] e MC2010 [2], com nível de aproximação II. Verificou-se que a relação média das cargas de rotura experimentais e as previstas pela equação proposta resultou em 1.02 com um COV de 0.13, obtendo-se assim uma boa aproximação. As previsões do EC2 [1] e MC2010 [2] foram um pouco mais conservadoras, resultando numa relação média de 1.12 e 1.13 e COVs de 1.17 e 1.16, respetivamente. Os resultados das normas apresentados foram muito próximos, quando se esperava uma abordagem mais conservativa da parte do MC2010 [2] devido ao nível de aproximação utilizado. Este dado pode ser justificado pelo facto da limitação da parcela dos modelos devido à sua espessura não perfazer os 200 mm.

a 2, sendo esta limitação aplicada a muitos

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Tabela 4: Comparação de cargas de rotura experimentais com diversas equações.

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4. CONCLUSÕES As previsões dos modelos numéricos foram muito satisfatórias, quando comparadas com os resultados referentes aos modelos experimentais e às normas utilizadas no estudo. O estudo numérico realizado mostrou que é possível prever com boa aproximação o comportamento de lajes fungiformes submetidas a punçoamento centrado.

O estudo paramétrico realizado em que se variou a percentagem de armadura longitudinal, a espessura da laje, a resistência mecânica do betão e a dimensão do pilar, permitiu chegar às seguintes conclusões:

• O aumento da percentagem de armadura longitudinal originou um incremento da capacidade de carga prevista pelo MEF,

que variou aproximadamente com a sua raiz cúbica, próxima da quantificação proposta no EC2. No entanto, este aumento

da capacidade de carga é acompanhado por uma diminuição da capacidade de deformação. Com valores mais altos da per

centagem de armadura longitudinal, obtêm-se maior rigidez pós fendilhação levando a roturas associadas a uma menor deformação;

• As previsões do MEF para as cargas de rotura são proporcionais em média a fc0.41. Este valor está entre o valor proposto pelo EC2 (1/3) e o valor proposto pelo MC2010 (1/2);

• Com o aumento da resistência do betão, obtiveram-se maiores cargas de fendilhação, apesar da resposta pós fendilhação ser semelhante;

• O aumento da espessura da laje e do tamanho do pilar originou maiores cargas de rotura.

5. AGRADECIMENTOS Alguns dos ensaios experimentais apresentados foram realizados no Departamento de Engenharia Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade Nova de Lisboa. A esta instituição agradecemos os meios colocados à disposição. Este trabalho recebeu ainda apoio da Fundação para a Ciência e Tecnologia – Ministério da Ciência, Tecnologia e Ensino Superior através do Projeto PTDC/ ECM/114492/2009.

Manifestamos igualmente reconhecimento à Concremat, S.A., pelo seu contributo à realização dos ensaios experimentais, através da fabricação dos modelos ensaiados.

6. REFERÊNCIAS [1] NP EN 1992-1-1 – Eurocódigo 2: Projecto de estruturas de Betão – Parte 1-1: Regras gerais e regras para edifícios. 2010.

[2] Fédération Internationale du Béton – Model Code 2010, First Complete Draft. Bulletin 56, Volume 2, 2010 [3] Muttoni, A. – “Punching Shear of reinforced concrete slabs without transverse reinforcement”. ACI Structural Journal. 2008, págs 440-450.

[4] Regan, P et al. – “Behaviour of high strength concrete slabs”. Concrete 2000. 2000 págs 761-773.

[5] Tolf, P. – “Plattjocklekens inverkan pa betongplattors hallfasthet vid genomstansning”. Bulletin 146. Royal Institute of Technology.

Stockholm. 64 páginas.

[6] Fédération Internationale du Béton –Punching of structural concrete slabs. Technical report prepared by CEB/FIP Task Group.

Bulletin 12, 2001.

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ANTÓNIO RAMOS

DUARTE FARIA

NUNO MAMEDE

PROF. ENG.º CIVIL

DR. ENG.º CIVIL

ENG.º CIVIL

FCT/UNL

EPF LAUSANNE

FCT/UNL

LISBOA

SUIÇA

LISBOA

ampr@fct.unl.pt

duamvf@gmail.com

nunofsmamede@hotmail.com

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INCORPORAÇÃO DE RESÍDUOS DE CERÂMICA EM ARGAMASSAS DE CAL AÉREA ISABEL TORRES

PAULINA FARIA

GINA MATIAS

Professora Auxiliar (UC) Coimbra

Professora Associada (UNL) Lisboa

Bolseira de Investigação (ITeCons) Coimbra

SUMÁRIO Sabe-se que aproximadamente 30% do material produzido pela indústria cerâmica é considerado desperdício e, frequentemente, depositado em aterro, com o impacto ambiental negativo que acarreta. Esta tem sido uma das grandes motivações para a crescente investigação que tem sido levada a cabo a fim de obter soluções viáveis para a sua reintrodução no processo produtivo. A viabilidade do uso de resíduos de material cerâmico tem vindo a ser avaliada, principalmente, na incorporação em betões ou em argamassas com base em cimento.

Na antiguidade e na ausência de pozolanas naturais, eram frequentemente utilizados resíduos cerâmicos moídos, atuando como pozolanas artificiais e conferindo algumas características hidráulicas e de durabilidade às argamassas de cal aérea. Temse efetivamente constatado que alguns pós resultantes de desperdícios de cerâmica de barro vermelho, nomeadamente os que foram sujeitos a tratamento térmico a temperaturas inferiores a 900°C e moídos em granulometria fina, podem funcionar como pozolanas artificiais em argamassas.

A introdução de resíduos de cerâmica em granulometria mais grossa nas argamassas, como agregado, pode também revelarse vantajoso, na medida em que permite substituir parcialmente a areia normalmente utilizada. Assim sendo, o recurso aos resíduos de cerâmica pode ser muito vantajoso em três vertentes principais: a redução de resíduos a depositar em aterro, a redução da extração de rochas para serem utilizadas na produção de ligantes e de areias e a produção de argamassas com comportamentos melhorados.

Com o objetivo de analisar a viabilidade da introdução de resíduos de cerâmica em argamassas, que se pretendem sejam, essencialmente, adequadas como argamassas de substituição, tem vindo a ser desenvolvida investigação na Universidade de Coimbra em colaboração com a Universidade Nova de Lisboa. O trabalho que se apresenta neste artigo é uma pequena parte dessa investigação.

Toda esta investigação tem tido o apoio de um projeto de investigação financiado pela FCT.

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ABSTRACT It is known that approximately 30% of the material produced by the ceramic industry is considered waste and often deposited in landfills with all the negative environmental impact that this brings about. This has been one of the major motivations for the increasing research that has been carried out in order to obtain viable solutions for its reuse. The viability of using residues of ceramic material has been evaluated mainly for use in concrete or cement mortars.

In ancient times and in the absence of natural pozzolans, milled ceramic residues were often used incorporated into air lime mortars, acting as artificial pozzolans and conferring them some hydraulicity and increased durability. It has been verified that some powder resulting from waste red ceramics, particularly those that were thermally treated at temperatures below 900° C and milled into fine particles, can function as artificial pozzolan for mortars.

The introduction of ceramic waste in coarser grinding, acting as aggregate may also be advantageous since it allows to partially replace natural sand. Therefore, the use of waste ceramic can be very advantageous in three points if view: the reduction of waste landfilled, reducing the extraction of rocks for the production binders and sands, and the production of mortars with improved behaviors.

In order to analyze the feasibility of introducing waste ceramics in mortars, which are intended to be essentially replacement ones, research has been developed at the University of Coimbra in collaboration with the Nova University of Lisbon. The work presented in this article is a small part of this inves-tigation.

All this research has also been supported by a research project funded by FCT 1. INTRODUÇÃO As argamassas para revestimentos de edifícios têm um papel fundamental no desempenho funcional e global do edifico no seu conjunto. Para preservar e recuperar o património edificado de uma forma correta é fundamental ter em consideração que as argamassas de substituição devem cumprir requisitos específicos e possuir propriedades e materiais constituintes semelhantes aos originalmente utilizados [1]. Deve também assegurar-se a compatibilidade com os suportes em causa e, dentro do possível, garantir a sua durabilidade, visto que uma má solução de reparação pode acelerar o processo de degradação da argamassa e do próprio suporte. A reversibilidade das intervenções deve também ser sempre assegurada [1].

As argamassas de cal aérea aplicadas em edifícios antigos possuem, frequentemente, pozolanas que lhes conferem algumas propriedades hidráulicas [2], nomeadamente resíduos de cerâmica. Tem sido demonstrado por vários autores que as argilas, que fazem parte da composição de ladrilhos, telhas e tijolos de cerâmica de barro vermelho, quando submetidas a determinadas temperaturas de cozedura, demonstram elevada reatividade pozolânica [3, 4]. Por outro lado também a cerâmica branca contém na sua constituição caulinos que, quando sujeitos a determinado tratamento térmico, se transformam em metacaulinos, muito reativos em termos pozolânicos [5]. A utilização de qualquer destes materiais pozolânicos, após moagem, permite a redução de incorporação de ligante, se introduzidos em granulometria fina e também a otimização de características das argamassas, nomeadamente em termos de durabilidade, sem colocar em causa a necessária compatibilidade com edifícios antigos. Se os referidos resíduos forem introduzidos numa granulometria mais grossa poderão substituir parte do agregado, reduzindo, desta forma, a extração de areias.

O trabalho que tem vindo a ser desenvolvido engloba a caracterização de argamassas de cal aérea e hidráulica com incorporação de resíduos de cerâmica de barro vermelho e cerâmica branca [6].

Neste artigo apresentam-se os resultados obtidos nos primeiros trabalhos desenvolvidos: a caracterização de argamassas de cal aérea com incorporação de resíduos de telhas, tijolos e vasos [7 - 9].

2. CAMPANHA EXPERIMENTAL 2.1 Caracterização dos materiais Para proceder a esta caracterização a primeira tarefa desenvolvida foi a recolha de resíduos de cerâmica de diferentes fábricas de cerâmica da região centro. De entre eles foram selecionados resíduos de tijolos (B-brick), de telhas (T-tile) e de vasos (P-pot) que foram triturados num moinho de maxilas (Figura 1) e passados no peneiro de 4mm de forma a não introduzir partículas de dimensão superior. Para a produção das argamassas, além dos resíduos foi utilizada cal aérea hidratada em pó (H100 da Lusical) e areia siliciosa lavada (de rio).

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Figura 1: Resíduos utilizados e sua preparação A tarefa seguinte foi a caracterização dos materiais utilizados. Determinou-se a baridade de todos os constituintes, de acordo com a norma NP EN 1097-3:2002 [10] (Tabela 1) de forma a possibilitar a definição dos traços volumétricos das argamassas para traços rigorosos em massa e as curvas granulométricas dos resíduos e da areia, de acordo com a norma EN 933-1: 2012 [11] (Figura 2).

Tabela 1 – Baridade dos constituintes Material Baridade média (g/m3)

Tijolo (B) 1,10

Telha (T) 1,17

Vaso (P) 0,99

Areia 1,54

Cal aérea hidratada 0,36

Figura 2: Curvas granulométricas dos resíduos e da areia Em termos da baridade dos materiais constituintes pode-se observar que os resíduos possuem valores muito semelhantes entre eles, inferiores à areia e superior ao valor obtido para a cal aérea.

Analisando a Figura 2 pode-se notar que a distribuição granulométrica dos resíduos após moagem é muito semelhante à da areia. A principal diferença é a presença, no caso dos resíduos, de uma maior percentagem de partículas com dimensão inferior a 0,063mm.

Enquanto nos resíduos essa percentagem é de cerca de 10%, na areia ela é praticamente inexistente.

2.2 Composições e produção das argamassas As argamassas foram formuladas com cal aérea e areia ao traço 1:3 em volume. Foi estudada uma argamassa de referência e 17 outras composições com incorporação de resíduos de cerâmica. Foram estudadas argamassas com os resíduos provenientes diretamente da moagem (resíduo integral), em substituição parcial da areia, nas percentagens de 20% (L-low) e 40% (H-high) da totalidade do volu-me do agregado. Foram igualmente produzidas argamassas com as mesmas percentagens de resíduo em substituição da areia, mas sem a fração de finos (remoção do material passado no peneiro 0,063 mm) – grain G. Esta fração mais fina (dust – D) foi também incorporada em argamassas, mas neste caso em substituição do ligante, nas percentagens de 10% (L-low) e 20% (H-high).

Na Tabela 2 apresentam-se todas as composições estudadas.

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Tabela 2 – Composições estudadas Designação

Cal aérea

Ref LB HB LT HT LP HP LGB HGB LGT HGT LGP HGP LDB HDB LDT HDT LDP HDP

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0,9 0,8 0,9 0,8 0,9 0,8

Tijolo (B) Pó Grão 0,60 1,20 0,60 1,20 0,1 0,2 0,1 0,2 -

Telha (T) Pó Grão 0,60 1,20 0,60 1,20 0,1 0,2 -

Vaso (P) Pó Grão 0,60 1,20 0,60 1,20 -

Areia 3 2,4 1,8 2,4 1,8 2,4 1,8 1 1,8 2,4 1,8 2,4 1,8 3 3 3 3 3 3

G – resíduos em grão; D – resíduos em pó (que passam no peneiro 0,063mm); L – baixa percentagem (20%); H – alta percentagem (40%); B – tijolo; T – telha; P - vaso

As argamassas foram produzidas mecanicamente em laboratório, com base na norma EN 1015-2:1998 [12]. Foi introduzida água de modo a obter trabalhabilidade adequada.

2.3 Caracterização das argamassas 2.2.2 Influência da altura útil – espessura dos modelos Todas as argamassas foram preparadas com vista a obter uma consistência por espalhamento da ordem dos 150 mm. A determinação deste valor foi efetuada tendo por base a norma de ensaio EN 1015-3:1999 [13]. Foi registado o espalhamento obtido e a quantidade de água adicionada em cada mistura, através da relação mássica água/finos. Estes dados são apresentados na Tabela 3.

Tabela 3 – Espalhamento e relação água/finos das argamassas estudadas Designação Espalhamento Água / ligante Designação Espalhamento Água / finos

Ref. 148 2,2 HGT 154 1,6

LB 151 1,9 LGP 147 1,9

HB 153 1,9 HGP 156 1,9

LT 151 2,2 LDB 154 1,8

HT 153 1,7 HDB 149 1,7

LP 151 2,0 LDT 142 1,8

HP 151 1,9 HDT 142 1,6

LGB 155 1,7 LDP 150 1,7

HGB 159 1,7 HDP 156 2,1

LGT 144 2,0

2.3.2 Estado endurecido Para caracterização no estado endurecido foram executados provetes circulares (106 mm de diâmetro interno e 15 mm de altura), para o ensaio de permeabilidade ao vapor de água e provetes prismáticos (40 mm x 40 mm x 160 mm) para a determinação das características mecânicas, físicas e de comportamento face à água líquida.

Todas as argamassas foram condicionadas, durante 5 dias, nos moldes, a uma temperatura de 20 ± 2°C e a uma humidade relativa de 95 ± 5%. Permaneceram durante mais 2 dias nos moldes, à mesma temperatura, mas a uma humidade relativa de 65 ± 5 %, de forma a permitir a sua desmoldagem no final desse período, de acordo com a norma EN 1015-11 [14]. Todas as argamassas permaneceram nestas condições, após desmoldagem e até à data de ensaio. Nos pontos seguintes são apresentados todos os resultados obtidos para a caracterização das argamassas formuladas. Os ensaios foram realizados em duas idades distintas: 60 e

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120 dias. As idades escolhidas para caracterização tiveram em conta o facto de estarmos a analisar argamassas de cal aérea cujos períodos de cura são mais elevados do que as correntes argamassas de cimento.

2.3.3.1 Módulo de elasticidade dinâmico O módulo de elasticidade é uma característica mecânica que indica a rigidez de um material sólido e pode ser definido como a relação entre a tensão normal e a correspondente deformação. A qualidade e a durabilidade de um revestimento de argamassa estão diretamente ligadas à capacidade de absorver deformações, que são medidas através do módulo de elasticidade. O módulo de elasticidade dinâmico foi determinado de acordo com a NP EN 14146:2008 [15], referente a pedra natural e cujo princípio de medição consiste em medir a frequência fundamental de ressonância de um provete colocado em vibração longitudinal. A partir deste valor, do comprimento do provete, da sua massa volúmica e da aceleração da gravidade pode-se obter o módulo de elasticidade, em MPa, através da equação 1:

Em que: L é o comprimento do provete, em mm; FL é a frequência de ressonância fundamental longitudinal, em Hz; ρ é a massa volúmica do provete, em g/mm3 e T corresponde a um fator de correção associado ao raio de giração da secção e ao coeficiente de Poisson.

Na Figura 3 são apresentados os resultados obtidos.

Figura 3: Módulo de elasticidade dinâmico aos 60 e 120 dias Pode-se observar que enquanto para as argamassas com resíduo na sua forma integral (LB, HB, LT, HT, LP, HP) e na sua forma granular (LGB, HGB, LGT, HGT, LGP, HGP) o aumento da percentagem de incorporação levou a uma diminuição do módulo de elasticidade, no caso das argamassas com pó de cerâmica (LDB, HDB, LDT, HDT, LDP, HDP) aconteceu o oposto.

2.3.3.2 Resistências à flexão e à compressão As resistências mecânicas das argamassas são características com alguma importância no seu comportamento. De facto a resistência à fendilhação de uma argamassa é função, entre outros fatores, das tensões induzidas no seio da argamassa e da sua capacidade de resistência. A tendência para a fendilhação será tanto menor quanto menor for a relação entre o módulo de elasticidade e a resistência à tração. Quanto mais elevada for a relação entre as resistências à tração e à compressão, mais dúctil será a argamassa e, portanto, maior será a resistência às tensões introduzidas.

As resistências mecânicas foram determinadas de acordo com a EN 1015-11 [14]. A resistência à tração por flexão, em MPa, foi calculada pela Equação 2:

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Em que: Ff é carga de rotura à tração por flexão, em N; L é a distância entre os apoios inferiores do provete, em mm; B é a largura da base do provete, em mm.

A resistência à compressão Rc, em MPa, é obtida pelo quociente da carga de rotura à compressão Fc, em N, pela área de aplicação da carga S, em mm2. Nas Figuras 4 e 5 apresentam-se os resultados obtidos.

Figura 4: Resistência à tração por flexão aos 60 e 120 dias.

Figura 5: Resistência à compressão aos 60 e 120 dias.

Verifica-se que as argamassas com resíduo na forma integral apresentam, no geral, valores mais elevados que as restantes e maiores variações com o aumento do tempo de cura. Todas as argamassas com resíduos apresentam resistências à tração superiores à de referência. Existe uma tendência para o aumento da resistência à flexão ao longo do período de cura nas argamassas que contêm pó de cerâmica em substituição do ligante. Para as restantes não existe uma tendência definida, mas prevê-se o que mesmo venha a acontecer para idades mais elevadas.

As argamassas com a fração fina (D) apresentam resultados mais uniformes, não sendo observadas variações significativas associadas à quantidade de resíduo, sendo as argamassas com resíduo de vaso as que apresentam os valores mais baixos.

2.3.3.3 Massa volúmica aparente e porosidade aberta A massa volúmica pode ser definida como sendo a massa por unidade de volume e a porosidade aberta traduz a relação entre o volume total de poros abertos e o volume aparente dos provetes. Estas propriedades foram determinadas de acordo com a norma NP EN 1936: 2008 [16], para pedra natural.

Calculou-se a massa volúmica aparente de cada provete, em kg/m3, através da Equação 3:

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A porosidade aberta, em %, foi calculada a partir da expressão:

Em que: Ms é a massa do provete seco, em g; Mh é a massa do provete imerso em água, em g; Msat é a massa do provete saturado, em g; ρrh é a massa volúmica da água à temperatura ambiente, em kg/m3.

Os resultados obtidos para estas duas propriedades são apresentados nas Figuras 6 e 7.

Figura 6: Massa volúmica aparente aos 60 e 120 dias

Figura 7: Porosidade aberta aos 60 e 120 dias Analisando os resultados pode-se dizer que a introdução de resíduos influencia a sua massa volúmica aparente: as argamassas com resíduo em pó (D) em substituição de volume equivalente de cal registam um aumento face à argamassa de referência e as restantes apresentam valores inferiores. Verifica-se também que o aumento da percentagem de resíduo se traduz na diminuição da massa volúmica aparente, sendo que o decréscimo é mais acentuado no caso das argamassas que contêm a fração grossa dos resíduos (G).

De um modo geral, não são observadas diferenças significativas no que diz respeito ao período de cura.

Quanto à porosidade aberta verifica-se as argamassas com introdução de pó mantiveram os valores obtidos pela argamassa de referência, enquanto as restantes argamassas viram os seus valores aumentar substancialmente. Significa, por isso, que a presença da fração grossa dos resíduos tem uma influência significativa na porosidade aberta das argamassas. Em relação ao aumento da percentagem de substituição verificou-se que implica o aumento da porosidade aberta.

2.3.3.4 Coeficiente de absorção de água por capilaridade e índice de secagem Por definição pode-se dizer que o coeficiente de absorção de água por capilaridade de um material representa a massa de água absorvida por área do material em contacto com a água, devido à atuação das forças de sucção capilar. O ensaio foi realizado segundo algumas indicações da norma de ensaio EN 1015-18:2002 [17]. Contudo, uma vez que o tipo de argamassas analisado geralmente apresenta absorções bastante rápidas na primeira hora de ensaio e de modo a possibilitar a avaliação das diferenças de comportamento entre argamassas, foi também tida em conta a norma de ensaio EN 15801: 2009 [18]. Os provetes foram secos até massa constante e as faces de maiores áreas foram seladas com filme plástico, de modo a garantir o movimento unidirecional da água. O coeficiente de

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absorção de água por capilaridade (Cc) é dado pelo declive do troço inicial linear da curva obtida da variação de massa em função da raiz quadrada do tempo, e deve ser calculado através de uma regressão linear, usando pelo menos cinco pontos sucessivos desse troço inicial.

O índice de secagem (adimensional) foi determinado com o intuito de analisar a capacidade de secagem das argamassas e foi executado conforme o definido pela recomendação da RILEM n.ºII.5 [19]. Após saturação dos provetes (através do ensaio de capilaridade) estes foram colocados a 20 ± 2°C e 50 ± 5% de humidade relativa e pesados periodicamente até estabilização da sua massa (variação entre pesagens inferior a 1 %). Traçou-se a curva de secagem, que exprime a variação no tempo do teor em água, e determinou-se o índice de secagem de acordo com a Equação 5:

Em que: ti é o tempo de ensaio i, em horas; Wi é o teor de humidade no instante i, em %; tf é o tempo final do ensaio, em horas.

Nas Figuras 8 e 9 apresentam-se os valores obtidos para estes dois ensaios.

Figura 8: Coeficiente de capilaridade aos 60 e 120 dias Verifica-se que o coeficiente de capilaridade das argamassas com resíduos na forma integral e com fração grossa (G) apresentam alguns valores superiores à de referência e são tanto maiores quanto maior é a percentagem de incorporação de resíduo. Ao longo do período de cura verifica-se um ligeiro aumento nas argamassas com a fração grossa. As argamassas com pó de cerâmica (D) registaram valores mais baixos que a de referência e não se observam grandes variações com o período de cura.

Tendo em conta que o valor de IS traduz a capacidade de secagem das argamassas e que é tanto maior quanto maior for a dificuldade em concluir o processo, verifica-se que a incorporação de resíduos nas argamassas leva maior dificuldade de secagem em relação à argamassa de referência, sendo mais acentuada para as argamassas com resíduo na forma integral e menos acentuada para as argamassas com resíduo em pó.

Figura 9: Índice de secagem aos 60 e 120 dias

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2.3.3.4 Coeficiente de permeabilidade ao vapor de água e camada de ar equivalente O coeficiente de permeabilidade ao vapor de água de um material homogéneo define-se como sendo a quantidade de vapor de água que o atravessa, por unidade de tempo e espessura, quando este está sujeito a uma diferença de pressão de vapor entre as suas faces. A determinação deste parâmetro baseou-se nos procedimentos da NP EN 1015-19: 2008 [20]. O ensaio consiste na colocação do provete entre dois ambientes a igual temperatura mas com pressões parciais de vapor diferentes, criando-se assim um gradiente de pressões entre as duas faces do provete e originando um fluxo de vapor de água constante através do mesmo. Calculando este fluxo de difusão e conhecendo a diferença de pressões parciais e as dimensões do provete pode-se determinar a permeabilidade ao vapor de água.

A “espessura da camada de ar equivalente” (SD, em m) pode ser definida como sendo “a espessura de uma camada de ar em repouso que possui idêntica resistência à difusão de vapor de água que o elemento construtivo” e pode ser determinada pela Equação 6:

Em que: μ é o fator de resistência à difusão de vapor, adimensional; e é a espessura do provete, em m.

Os valores obtidos estão representados nas Figuras 8 e 9.

Da análise das Figuras pode-se concluir que a introdução de resíduos reduz ligeiramente a permeabilidade ao vapor, com exceção de algumas composições com resíduo na forma granular. Verifica-se que um aumento na percentagem de substituição diminui a permeabilidade para as argamassas com resíduo na forma integral, aumenta no caso das argamassas com resíduo na forma granular e não tem grande influência nas restantes. Apenas nestas últimas é que se nota alguma influência do tempo de cura, aumentando ligeiramente a permeabilidade.

Figura 8: Coeficiente de permeabilidade ao vapor de água aos 60 e 120 dias

Figura 9: Espessura da camada de ar equivalente aos 60 e 120 dias

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3. ANÁLISE GLOBAL DOS RESULTADOS Para uma análise global dos resultados e visto que se pretende que, essencialmente, estas argamassas possam ser utilizadas como argamassas de substituição para edifícios antigos, os valores obtidos para as diferentes características foram comparados com os valores recomendados por Veiga & Carvalho [21] e são apresentados na Tabela 4. Estas gamas de características indicativas, a respeitar pelas argamassas de substituição, foram definidas tendo por base que as argamassas devem ser compatíveis com os suportes existentes e terem alguma durabilidade. Foram determinadas de acordo com a normalização aplicável, no caso a EN 1015-11:1999 [14] para as resistências mecânicas, a NF B 10-511:1975 [22] para o módulo de elasticidade dinâmico, a EN 1015-18:2002 [17] para o coeficiente de capilaridade e a EN 1015-19:2008 [20] para a espessura da camada de ar equivalente. No estudo presente os ensaios que se realizaram foram efetuados com base nas mesmas normas, exceto para a determinação do módulo de elasticidade, que foi realizado de acordo com a norma NP EN 14146:2008 [15]. Embora as normas utilizadas para a determinação do módulo de elasticidade não sejam as mesmas, baseiam-se no mesmo princípio: medição a frequência fundamental de ressonância de um provete colocado em vibração longitudinal e, a partir da Equação 1, determinação do módulo de elasticidade.

Tabela 4 – Gama de características de argamassas, aos 90 dias, recomendadas para edifícios antigos [22] Aplicação Reboco exterior Reboco interior

Características mecânicas aos 90 dias

Comportamento à água

RF (N/mm2)

RC (N/mm2)

EdL (MPa)

SD (m)

CC (kg/(m2.min0,5))

0,2 - 0,7

0,4 - 2,5

2000 - 5000

< 0,08 < 0,10

< 1,5; > 1,0 -

RF – resistência à tração por flexão; Rc – resistência à compressão; EdL – módulo de elasticidade dinâmico; SD – espessura da camada de ar equivalente; CC – coeficiente de absorção por capilaridade

Os valores recomendados por Veiga & Carvalho e apresentados na Tabela 4 são valores aos 90 dias e vão ser comparados com os obtidos aos 60 e 120 dias.

Quanto ao módulo de elasticidade pode-se concluir que as argamassas com introdução da fração fina do resíduo em substituição da cal são as que possuem valores mais próximas dos pretendidos e que apenas a argamassa HDT (argamassa com resíduos de telha numa percentagem de 20% de substituição) possui um valor dentro do intervalo pretendido. Todas as restantes possuem valores muito inferiores.

Para a resistência à tração verifica-se que as argamassas com resíduos na forma integral e a de referência cumprem o estipulado, enquanto todas as outras possuem valores ligeiramente mais baixos. Já para a resistência à compressão apenas algumas das formulações com introdução de pó de cerâmica não cumprem o intervalo indicado.

Para o comportamento face à presença de água a Tabela 4 refere que o coeficiente de absorção de água se deverá situar entre 1,0 e 1,5 kg/(m2 min0,5) e a camada de ar equivalente inferior a 0,08 e 1,0 m, para rebocos exteriores e interiores, respetivamente.

No que se refere ao comportamento face à presença de água, para as argamassas estudadas vê-se que coeficiente de absorção de água apenas se enquadra nos valores estipulados para as argamassas com pó cerâmico na sua composição. Para todas as outras composições, incluindo a de referência, os valores obtido são mais elevados. Para a camada de ar equivalente a situação ainda é pior, uma vez que nenhuma das argamassas cumpre o limite definido. Todas apresentam valores mais elevados.

4. CONCLUSÕES Uma das formas de poder proceder à reutilização de materiais vulgarmente desperdiçados e depositados em aterro, como são os resíduos de cerâmica, e tendo em conta a sua potencialidade enquanto constituinte de argamassas de cal aérea, tem vindo a ser realizada uma extensa caracterização de argamassas de cal aérea com resíduos de tijolo, telha e vaso, em granulometrias e percentagens de incorporação distintas. Assim, neste primeiro trabalho de caracterização desenvolvido, foi possível analisar a influência da presença de finos de cerâmica que podem desempenhar a função de pozolanas em substituição parcial do ligante (cal aérea), bem como compreender qual o impacto da substituição de agregados mais comuns, como a areia de rio, por agregados obtidos a partir da moagem de resíduos dos materiais cerâmicos mencionados (só em granulometria grossa ou incluindo também fração fina – resíduo integral).

No que diz respeito à caracterização mecânica, verificou-se que as argamassas com resíduos apresentam um bom comportamento

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no que diz respeito às resistências mecânicas, sobretudo em termos de resistência à compressão, sendo as argamassas com resíduo integral as que apresentam melhor comportamento. Pode admitir-se, por este motivo, que o pó de resíduos incorporados nas argamassas terá efetivamente alguma reatividade pozolânica. Os valores obtidos para os módulos de elasticidade são algo inferiores ao pretendido e tido como ideal. Neste parâmetro em especial, destacam-se as argamassas com resíduo de telha, o que poderá indicar que este material tem características que poderão potenciar o desempenho favorável de argamassas no que diz respeito a esta característica. O facto de o aumento das resistências mecânicas não ser acompanhado do aumento do módulo de elasticidade dinâmico poderá indicar a manutenção de alguma capacidade de deformabilidade destas argamassas, que poderá ser vantajosa do ponto de vista da aplicação destas argamassas.

Quanto ao comportamento face à presença de água, embora não seja o ideal para argamassas de substituição, os resultados obtidos permitem admitir que as formulações poderão ser afinadas, eventualmente com algumas adições que poderão permitir melhorar este comportamento.

Globalmente considera-se que as argamassas estudadas têm um comportamento bastante satisfatório, e que a inclusão de resíduos poderá melhorar o comportamento face ao mesmo tipo de argamassas só com cal aérea. As argamassas com incorporação do resíduo com granulometria integral demonstram ser as mais adequadas para o fim a que se destinam.

5. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem à FCT-Fundação para a Ciência e Tecnologia pelo apoio conferido ao projeto EXPL/ECM-COM/0928/2012 - Incorporação de resíduos de cerâmica em argamassas de reabilitação. Agradece-se também à Lusical pela disponibilização da cal aérea H100. Este trabalho é enquadrado na Iniciativa Energia para a Sustentabilidade da Universidade de Coimbra e apoiado pelo projeto Energy and Mobility for Sustainable Regions - EMSURE (CENTRO-07-0224-FEDER-002004).

6. REFERÊNCIAS [1] Veiga, M.R.et al., 2004. “Conservação e renovação de revestimentos de paredes de edifícios antigos”. Colecção Edifícios 9. Lisboa: LNEC. [2] Gillot, C., 2014. “The use of pozzolanic materials in Maya mortars: New evidence from Río Bec (Campeche, Mexico)”. Journal of Archaeological Science, 47 (2014) 1 e 9.

[3] Baronio, G. & Binda, L., 1997. “Study of the pozzolanicity of some bricks and clays”. Construction and Building Materials, 11, pp.41-46.

[4] Baronio, G., Binda, L. & Lombardini, N., 1997. “The role of brick pebbles and dust in conglomerates based on hydrated lime and crushed bricks”. Construction and Building Materials, 11, pp.33-40.

[5] Charola E.; Faria-Rodrigues, P.; McGhie, A.; Henriques, F. (2005) “Pozzolanic components in lime mortars: correlating behaviour, composition and microstructure”. Restoration of Buildings and Monuments, 11 (2), pp.111-118.

[6] Torres I. & Faria P. (2014) “Incorporação de resíduos de cerâmica em argamassas de cal para reabilitação – Resultados

preliminares de projeto”. I Simpósio de Argamassas e Soluções Térmicas de Revestimentos, Coimbra, 5 e 6 de Junho de 2014 (CD).

[7] Duarte, T., “Comportamento mecânico de argamassas de cal com resíduos cerâmicos”. Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimbra, Coimbra, Julho de 2011.

[8] Ferreira, T., “Análise do comportamento higrotérmico de argamassas de cal aérea com resíduos cerâmicos”. Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimbra, Coimbra, Setembro de 2011.

[9] Silva, H. “Análise do comportamento de argamassas de cal aérea com resíduo de cerâmica em granulometria fina”. Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil da Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimbra, Coimbra, Janeiro 2012.

[10] IPQ, 2002. NP EN 1097-3:2002 - Ensaios das propriedades mecânicas e físicas dos agregados. Parte 3: Determinação da baridade e do volume de vazios. Caparica, Portugal.

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[11] CEN, 2012. EN 933-1:2012 - Tests for geometrical properties of aggregates. Part 1: Determination of particle size distribution - Sieving method. Brussels, Belgium.

[12] CEN, 1998. EN 1015-2:1998 - Methods of test for mortar for masonry. Part 2: Bulk sampling of mortars and preparation of test mortars. Brussels, Belgium.

[13] CEN, 2006. EN 1015-3:1999 - Methods of test for mortar for masonry - Part 3: Determination of consistence of fresh mortar (by flow table); EN 1015-3:1999/A 1:2004; EN 1015-3:1999/A 2:2006. Brussels, Belgium.

[14] CEN, 2006. EN 1015-11: 1999+EN 1015-11/A1:2006 - Methods of test for mortar for masonry. Part 11: Determination of flexural and compressive strength of hardened mortar. Brussels, Belgium.

[15] IPQ, 2006. NP EN 14146:2006 - Métodos de ensaio para pedra natural. Determinação do módulo de elasticidade dinâmico (através da medição da frequência de ressonância fundamental). Caparica, Portugal.

[16] IPQ, 2008. NP EN 1936:2008 - Métodos de ensaio para pedra natural. Determinação das massas volúmicas real e aparente e das porosidades total e aberta. Caparica, Portugal.

[17] CEN, 2002. EN 1015-18:2002 - Methods of test for mortar for masonry. Part 18: Determination of water absorption coefficient due to capillary action of hardened mortar. Brussels, Belgium.

[18] CEN, 2009. EN 15801:2009 - Conservation of cultural property. Test methods. Determination of water absorption by capillarity.

Brussels, Belgium.

[19] RILEM, 1980. TC 25-PEM – Recommended tests to measure the deterioration of stone and to assess the efectiveness of treatment methods. Test 11.5 – Evaporation curve. Materials & Structures, 13, pp.204-07.

[20] IPQ, 2008. NP EN 1015-19:2008 - Métodos de ensaio de argamassas para Alvenaria. Parte 19: Determinação da permeabilidade ao vapor de água de argamassas de reboco endurecidas. Caparica. Portugal.

[21] Veiga, M.R. & Carvalho, F., 2003. “Argamassas de reboco para paredes de edifícios antigos. Requisitos e características a respeitar”. Cadernos de Edifícios n.º 2. Lisboa: LNEC. [22] AFNOR, 1975. NF B 10-511 – “Mesure du module d’élasticité dynamique”. Norme Française Homologué, Paris, France.

ISABEL TORRES

ISABEL TORRES

GINA MATIAS

Professora Auxiliar

Professora Associada

Bolseira de Investigação

(UC)

(UNL)

(ITeCons)

COIMBRA

LISBOA

COIMBRA

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EM BUSCA DE CIDADES MAIS INTELIGENTES: CONTRIBUIÇÃO DE COBERTURAS E FACHADAS VERDES E REUTILIZAÇÃO DE ÁGUA NÃO POTÁVEL CRISTINA MATOS SILVA

Professora Auxiliar IST Lisboa SUMÁRIO As últimas décadas têm assistido, um pouco por todo o mundo, a um aumento crescente das populações urbanas, decorrentes de intensas migrações, em particular internas, em busca de trabalho e me-lhor qualidade de vida, com mudanças socioeconómicas significativas, bem como acelerados proces-sos de urbanização, com elevadas taxa de ocupação e um crescimento quantas vezes desordenado dessas áreas metropolitanas. Esta realidade impõe repensar a abordagem de funcionamento da cidade, optimizando a resolução simultânea de problemas de diferentes tipos, como sejam o abastecimento de água e energia, a redução de resíduos, o controlo da qualidade do ar e dos espaços ou ainda dos meios de transporte e acessibilidades. Quando, como acontece hoje na Europa, em geral, o crescimento destas urbes se encontra consolidado, este desafio não é menos exigente nem estimulante. Trata-se de delinear soluções competitivas que reflitam um equilíbrio dinâmico saudável entre as populações de espaços urbanos e o meio ambiente, garantindo simultaneamente a sua sustentabilidade e resiliência.

Neste artigo, aborda-se o impacte da escolha de coberturas e fachadas verdes e da reutilização de água não potável. Estas duas medidas, isoladamente ou em conjunto, podem melhorar, significativamente, diversos aspectos do funcionamento de uma cidade, ao nível de consumo energético (quer do edifício como da cidade), drenagem de águas, conforto acústico, qualidade do ar interior e qualidade de vida em geral.

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ABSTRACT The last decades were marked, all over the world, by an increasing urban population, resulting from intense, particularly internal, migration, in search for work and better quality of life, with significant socio-economic changes as well as accelerated urbanization processes, with high occupancy rates and somewhat uncontrolled growth of these metropolitan areas. This reality makes necessary to rethink the functioning of the city, optimizing the simultaneous resolution of problems of different types, such as the supply of water and energy, waste reduction, control of air quality and spaces or the methods of transport and accessibilities. When, as it happens generally today in Europe, the growth of these large cities is consolidated, this challenge is no less demanding or stimulating. It will be necessary to devise competitive solutions that reflect a healthy dynamic equilibrium between these urban populations and the environment, while ensuring their sustainability and resilience.

This paper addresses, in particular, the impact of the choice of green roofs and facades and reuse of non-potable water. These two measures, singly or combined, can significantly improve several aspects of the functioning of a city, the level of energy consumption (of the building and its city), water drainage, acoustic comfort, indoor air quality and quality of life in general.

1. INTRODUÇÃO A rápida urbanização que se verifica de forma geral em todo o mundo conduz à necessidade de repensar o funcionamento das cidades, adaptando o património construído e simultaneamente planeando as novas construções de modo a dar resposta às necessidades actuais de sustentabilidade e resiliência. Neste contexto, aparece o conceito das Cidades Inteligentes que procuram respostas multidisciplinares, nomeadamente ao nível da reabilitação mais sustentável.

O presente artigo aborda, em particular, a contribuição da escolha de coberturas e fachadas verdes e da reutilização de água não potável para a Cidade Inteligente.

O acelerado crescimento das grandes cidades tem privilegiado zonas construídas fortemente imper-meáveis e sem continuidade do meio natural envolvente. As coberturas e fachadas verdes surgem como uma alternativa para ultrapassar ou minimizar esta ruptura entre o meio urbano e o meio envolvente, através da transformação dos espaços de cobertura e de fachada em espaços com vegetação, alterando o uso da área de implantação dos edifícios, sem comprometer o desenvolvimento urbano, e apresentando benefícios variados, quer à escala urbana, quer ao nível edifício. A opção de reutilização de água, quer de origem pluvial quer cinzenta, contribui para uma melhor eficiência hídrica, conforme pretendido numa Cidade Inteligente.

2. REALIDADE URBANA 2.1 Evolução Viver nas grandes cidades proporciona, geralmente, uma melhor qualidade de vida, devido à maior proximidade de todas as infraestruturas necessárias para educação, saúde, economia e bem-estar. Por isso, tem-se assistido um pouco por todo o mundo, a um contínuo e rápido crescimento dos centros urbanos, que actualmente apresentam elevadas taxas de ocupação populacional.

Nos vários continentes podem-se identificar megacidades com mais de dez milhões de habitantes, como sejam, por exemplo, Nova Iorque, Cidade do México, São Paulo, Lagos, Mumbai, Xanghai, Tóquio ou Londres. Além do número elevado de habitantes nas megacidades, a taxa de evolução dessas populações urbanas é também elevada. Em 1950, Nova Iorque era a única cidade com mais de 10 milhões de habitantes [1], em 1985 já se identificavam 9 megacidades, 19 megacidades em 2004 e 25 cidades em 2005 [2]. As Nações Unidas [3] estimam que em 2050 a população urbana represente 70% da população total.

A grande parte das megacidades está situada em países emergentes ou de terceiro mundo, com uma forte necessidade de infraestrutura de abastecimento de energia e água assim como de soluções de mobilidade e meios de transporte [4].

Na Europa, a dimensão dos grandes centros urbanos é tipicamente mais baixa, existindo actualmente apenas Istambul e Moscovo com mais de 10 milhões de habitantes e cerca de 40 cidades europeias com mais de 1 milhão de habitantes [5]. Contudo, a densidade populacional na Europa em geral é elevada, cerca de 115 em média nos países da União Europeia [5]. Além disso, várias cidades europeias deparam-se com problemas adicionais de alterações nas classes demográficas, como seja, o envelhecimento da população, desemprego, entre outros. Assim, este enquadramento europeu obriga também a uma gestão eficiente de recursos como energia ou água e de soluções de mobilidade versáteis, mais difíceis de garantir/implementar em cidades grande parte consolidadas que não foram alvo de planeamento estratégico em correspondência com as necessidades actuais com que se deparam. Portugal não foge a este cenário europeu. A população portuguesa concentra-se na zona costeira com densidades populacionais altas e evolução estável [5].

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2.2 Diagnóstico A Tabela 1 resume simplificadamente a situação actual em termos de realidade urbana no mundo. Verifica-se que nos vários continentes falta um equilíbrio nos centros urbanos, o que origina maior pressão na resolução dos problemas urbanos como sejam o abastecimento de água, consumo de energia, eliminação de resíduos, qualidade do ar, gestão do espaço exterior ou acessibilidades.

Tabela 1 – Realidade urbana no mundo.

Além das dinâmicas demográficas, o séc. XXI vem introduzir o dever da sustentabilidade. Os hábitos de vida que a sociedade actual adquiriu ao longo dos anos têm vindo a agravar a problemática da escassez de recursos que afecta milhões de pessoas [3]. Nos últimos 40 anos existiram um conjunto de reuniões e conferências mundiais sobre o impacto das acções no ambiente, entre as quais, a Cimeira do Milénio em 2000, a Convenção de Joanesburgo em 2002 ou o movimento da Pegada Ecológica Mundial, que alertam para a necessidade de um desenvolvimento sustentável e de uma alteração dos padrões de consumo.

2.3 Alternativas As intervenções urbanas dos últimos 40 anos têm de ser adaptadas de modo a serem simultaneamente sustentáveis e resilientes.

A sustentabilidade dos centros urbanos é fundamental e vai para além da preocupação ambiental porque define que é necessário satisfazer as necessidades actuais sem comprometer as gerações futuras de serem capazes do mesmo. Esta ideia permite que a população atinja, ao longo do tempo, níveis de qualidade de vida e de realização pessoal aliados a níveis de desenvolvimento social e económico, sem excesso de uso de recursos e preservando os ecossistemas e a biodiversidade. Contudo, a sustentabilidade de uma cidade não é suficiente. Esta terá simultaneamente de ser resiliente, ou seja, a cidade terá de assegurar um modo de vida compatível e adaptável com o meio ambiente, sem colocar em risco os ecossistemas, no presente e no futuro. Nestas condições, ao sofrer um estímulo negativo, consegue resistir, adaptar e continuar a atividade.

Só uma cidade sustentável e resiliente a longo prazo consegue dar resposta positiva aos desafios com que nos deparamos hoje em dia nos grandes centros urbanos. A cidade inteligente pretende exacta-mente garantir este tipo de resposta aos estímulos a que está sujeita, conforme está detalhado na secção seguinte.

3. CIDADES INTELIGENTES A cidade inteligente (Smart City) pretende garantir um ambiente urbano sustentável e resiliente a meio e a longo prazo. Para isso, baseia-se em seis pilares, conforme ilustrado na Figura 1 no modelo preconizado para a Europa - European Smart City Model [6].

Figura 1: Os seis pilares da cidade inteligente (Smart City) [6].

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Segundo este tipo de modelo, uma economia inteligente (Smart Economy) assenta em características como a inovação, a produtividade e flexibilidade enquanto o pilar de um governo inteligente (Smart Governance) pressupõe transparência, estratégia e participação da população. Pessoas inteligentes (Smart People) garantem uma população com formação, criativa, integrada e participativa na vida pública da cidade. Este aspecto é também complementado com uma habitabilidade inteligente (Smart Living), a qual oferece condições de segurança e culturais, turismo, coesão social e qualidade de vida em geral. Finalmente, há que garantir também um ambiente (Smart Environment) e uma mobilidade (Smart Mobility) inteligentes, de modo a existir uma gestão eficiente dos recursos, infraestruturas de transporte, controlo de tráfego, entre outros aspectos.

4. COBERTURAS E FACHADAS VERDES 4.1 Constituição das coberturas e fachadas verdes O sistema construtivo de uma cobertura ou fachada verde tem como objectivo principal proporcionar um crescimento natural da vegetação sem interferir com os elementos construtivos sob esta. Devido à existência de organismos vivos permanentemente em crescimento, esta solução construtiva necessita de ter cuidados complementares comparativamente com um elemento convencional.

As coberturas verdes em particular são constituídas por diversas camadas que assentam na laje estrutural. Uma cobertura verde apresenta tipicamente as camadas ilustradas na Figura 2, nomeadamente a membrana de impermeabilização, a tela anti-raiz, a camada de drenagem com a respectiva folha de retenção, o geotêxtil, a camada de solo, a vegetação e o sistema de rega, tendo cada uma delas a sua função. A membrana de impermeabilização confere protecção da laje da cobertura enquanto a tela anti-raiz tem como função proteger a camada anterior da penetração de raízes. A camada de drenagem e o geotêxtil permitem recriar o ambiente natural de crescimento da vegetação, uma vez que drenam o excesso de água armazenado no solo, armazenam-na para as plantas nos períodos de seca e evitam o arrastamento de partículas de solo. Acima do geotêxtil é colocado o solo, geralmente com baixa massa volúmica (800-900kg/m3), eventualmente enriquecido com minerais [7]. A espessura do solo varia consoante o tipo de cobertura geralmente entre os 10 e os 50cm. O documento alemão FLL-Guidelines [9] expõe de forma clara e completa diferentes soluções construtivas de coberturas verdes e a importância e função de cada camada da solução construtiva.

Figura 2: Solução construtiva de cobertura verde [7, 8].

As coberturas e fachadas verdes podem ser parcialmente ou totalmente cobertas por uma camada de solo e por vegetação. As fachadas apresentam vegetação menos exuberante mas as coberturas verdes podem suportar vegetação mais rasteira, plantas, arbustos ou mesmo árvores, dependendo da sua categoria. Usualmente, classificam-se as coberturas verdes em três categorias, consoante as espessuras da camada de solo, da utilização da cobertura (acessível ou não) e dos custos de manutenção [10, 11]: extensiva, semi-intensiva e intensiva.

Actualmente, o tipo de coberturas verdes mais utilizado são as coberturas extensivas, que representam uma sobrecarga adicional face à solução de cobertura tradicional moderadamente importante (20-170kg/m2, dependendo das propriedades do solo e da sua humidade) [11] porque são constituídas por uma camada de solo pouco espessa (entre 8 e 15cm) e vegetação tipicamente rasteira, como sejam sedum ou relva. Geralmente são não acessíveis, requerem pouca manutenção e, por isso, são menos onerosas [12].

A implementação deste tipo de soluções em coberturas já existentes, numa óptica de reabilitação, torna-se exequível já que a sobrecarga adicional a considerar no projecto de estabilidade do corpo estrutural é controlada.

As coberturas intensivas são caracterizadas por terem uma maior espessura (mais de 20cm) o que permite acessibilidade à cobertura e maior flexibilidade em termos de tipos vegetação, incluindo arbustos ou mesmo árvores. Contudo, requerem manutenção constante e correspondem a um carregamento estático adicional importante, cerca de 290-970 kg/m2 [13, 14].

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As coberturas semi-intensivas possuem características mistas das extensivas e intensivas.

A classificação das fachadas verdes não está definida de forma tão clara como nas coberturas. Existem várias soluções construtivas diferentes, como sejam soluções modulares ou com membranas.

4.2 Benefícios Os benefícios associados às coberturas e fachadas verdes dividem-se tipicamente em dois grupos [15, 16]: os que são sentidos ao nível do edifício e os que podem ter efeito à escala urbana. Os benefícios mais frequentemente associados a este tipo de soluções construtivas encontram-se resumidos na Tabela 2.

Tabela 2 - Benefícios das coberturas e fachadas verdes grupos [15, 16]

Esta organização dos benefícios das coberturas e fachadas verdes nem sempre é estanque, já que existem características deste tipo de soluções construtivas que contribuem com efeitos que ao nível do edifício quer à escala urbana. Por exemplo, o aumento do isolamento sonoro sentido ao nível de uma cobertura verde devido à existência de solo e vegetação está também relacionado com a redução sonora sentida em ambiente urbano devido à absorção das ondas sonoras e consequente minimização da reflexão sonora.

De seguida, é justificado, brevemente, o porquê de cada um destes benefícios.

4.2.1 Benefícios ao nível do edifício 4.2.1.1 Desempenho térmico As coberturas e fachadas verdes são elementos da envolvente exterior do edifício, ou seja, asseguram a separação entre o ambiente interior do edifício e o ambiente exterior que se encontram a temperaturas diferentes. Deste modo, vão ocorrer trocas de calor através dos elementos de cobertura e/ou fachada verde que vão contribuir para o desempenho térmico do edifício no qual se inserem. O fluxo de calor sensível (convecção) e latente (evapotranspiração) do solo e vegetação, combinado com alterações nas trocas calor por condução e radiação de onda longa devido ao solo e à superfície foliar, conferem à cobertura ou fachada verde um comportamento térmico diferente da situação de elementos exteriores não verdes (sem vegetação).

As coberturas e fachadas verdes mostram-se eficientes na estabilização das temperaturas interiores do edifício e na redução da energia de aquecimento/arrefecimento quer em climas quentes quer frios [16-20, 12]. Contudo, é importante referir que a quantificação do desempenho energético depende do tipo de edifício em análise, do clima envolvente e da própria solução construtiva do elemento exterior. Por exemplo, em edifícios sem isolamento térmico, o impacte da introdução de vegetação num dos elementos exteriores será certamente mais relevante do que em edifícios que apresentem já isolamento térmico nos elementos exteriores da sua envolvente térmica.

4.2.1.2 Desempenho acústico Uma cobertura/fachada verde inserida num edifício permite aumentar o isolamento sonoro desse elemento de separação, em particular devido à massa de terra que passa a revestir o elemento exterior e que contribui directamente para o incremento da redução sonora [21-23]. Segundo os autores Connelly e Hodgson [24, 25], dependendo da solução construtiva adoptada, a redução sonora diminui entre 5 a 13 dB para frequências baixas e médias e entre 2 e 8 dB para altas frequências.

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4.2.1.3 Aumento do tempo de vida útil da cobertura Em coberturas convencionais, mesmo com uma instalação realizada por profissionais, vão ocorrendo danos nas membranas protectoras, de isolamento e de impermeabilização. Estes danos são justificados essencialmente por reacções químicas, físicas, biológicas mas também devido às grandes amplitudes térmicas e à forte radiação solar a que estas membranas de cobertura estão sujeitas. Em geral, as membranas de cobertura apresentam uma vida útil entre 15 a 25 anos.

Numa situação de cobertura verde, o solo e a vegetação proporcionam uma protecção adicional às membranas de isolamento e de impermeabilização contra danos e contra a radiação solar o que contribui para aumentar a esperança de vida das coberturas. Segundo a Associação Internacional de Green Roofs (International Green Roof Association) [15], a amplitude térmica das membranas de 100°C numa cobertura convencional decresce para 35°C numa cobertura verde e a sua esperança de vida pode mesmo ser o dobro da de uma cobertura tradicional.

4.2.1.4 Área de lazer /espaços de convívio À escala dos edifícios, a introdução de espaços verdes de cobertura ou de fachada introduz espaços de lazer e de convívio que aumentam a qualidade de vida dos proprietários ou vizinhos, além de contribuir para a valorização do imóvel.

4.2.1.5 Suporte de biodiversidade Vários estudos têm focado o impacte da introdução de coberturas e fachadas verdes na melhoria da biodiversidade e na redução de perdas de habitat, e.g., [26-29]. De facto, as coberturas e fachadas verdes introduzem vegetação na envolvente exterior dos edifícios e por isso contribuem para a proliferação de espécies na cobertura e introduzem condições necessárias para alguns seres vivos viverem, como sejam as abelhas, as borboletas, aves e insectos, que podem transportar sementes que tornarão cada cobertura verde única.

4.2.2 Benefícios à escala urbana 4.2.2.1 Gestão das águas pluviais Os centros urbanos apresentam uma área impermeável muito significativa, o que condiciona a absorção das águas pluviais, as quais escorrem maioritariamente ao nível de superfície até serem recolhidas no sistema público de drenagem de águas. Em situações de precipitação de pico, pode não existir capacidade de escoamento do sistema público de drenagem e acontecerem situações incómodas de cheias e/ou inundações nas habitações. Não são inéditas ocorrências deste tipo em cidades europeias, como Lisboa ou Londres. No Reino Unido, existe até algum cuidado em disponibilizar reservatórios para armazenagem da água das chuvas no momento da precipitação, cuja descarga é desfasada do tempo na precipitação, de modo a atenuar a quantidade de água que chega ao mesmo tempo aos sistemas de drenagem ou a rios e afluentes [30].

A introdução de elementos exteriores ao edifício com solo e vegetação podem ajudar na prevenção das cheias pois a água pluvial é retida pelo substrato e pela vegetação. Parte da água pluvial retida é consumida pelas plantas, sendo libertada através transpiração e evaporação. A restante é libertada gradualmente para o sistema de drenagem pluvial do edifício, reduzindo a quantidade de água que é drenada em simultâneo. Esta característica favorável das coberturas e fachadas verdes é vista por vários autores e municípios como um dos mais importantes impactos ambientais associados a estes tipos de solução construtiva [16].

Tipicamente, o coeficiente de escoamento da cobertura verde apresenta uma redução de 50% a 100% em relação ao de uma cobertura tradicional [31-36, 16]. Conforme a solução construtiva adoptada, o tipo de vegetação escolhido, a inclinação da cobertura, entre outros factores, é possível definir valores mais exactos para o coeficiente de escoamento da cobertura verde [37, 38]. Segundo a European Federation of Green Roof Associations [39], dependendo do sistema de cobertura e da espessura do substrato, a redução de água encaminhada para o sistema de drenagem pluvial atinge valores entre 70-80% no verão e entre 25-40% no inverno.

Para além do controlo da descarga de água, as coberturas e fachadas verdes têm também o efeito da despoluição das águas, já que estas permitem limitar a contaminação em forma de poeira ou de partículas suspensas, removendo cerca de 95% dos metais pesados e cerca de 75% de sólidos suspensos [30]. Informações mais detalhadas sobre este tópico podem ser encontradas, por exemplo, nos trabalhos de Vijayaraghavan et al. [40] ou Berndtsson et al. [41].

4.2.2.2 Redução do efeito “ilha de calor” É sabido que os centros urbanos apresentam tipicamente temperaturas ambiente superiores a zonas menos densas nas suas imediações. A este efeito designa-se normalmente de efeito de “ilha de calor” urbano e deve-se a vários fenómenos. Em particular, a forte urbanização das cidades está associada a elevados graus de impermeabilização do solo, o que condiciona a reflexão da radiação solar e também a evaporação das águas pluviais, com o consequente aumento da temperatura superficial face a uma zona de solo mais permeável do tipo rural. A diferença de temperaturas entre a cidade e as zonas envolventes pode chegar até 10°C no verão [15]. Assim, existe o interesse em contrariar o efeito de temperatura das cidades pois este reduz a qualidade de vida dos seus habitantes.

As áreas verdes de grande dimensão conseguem absorver cerca de 80% do calor emitido, contudo, a extensão das zonas verdes nos

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centros urbanos, não tem sido suficiente para reduzir este efeito. Neste contexto, a possibilidade do aumento das zonas verdes na envolvente dos edifícios com a instalação de coberturas e/ou fachadas verdes pode ser benéfica para a redução da temperatura através da evapotranspiração do conjunto solo-planta e da humidificação do ar. De facto, os benefícios deste tipo de soluções construtivas devem ser pensados não só à escala do edifício mas também à escala do centro urbano, desde que a sua instalação na cidade seja representativa [42, 43].

Apesar de existirem alguns estudos a respeito deste benefício das coberturas e fachadas verdes em larga escala num centro urbano, a sua quantificação tem-se revelado difícil [44, 45], dependendo de vários aspectos como seja o clima, a configuração da cidade, quer em termos geométricos, quer de densidade de urbanização. Os estudos indicados apontam, de forma geral e para uma instalação em larga escala, para valores de redução da temperatura da cidade na ordem dos 1 a 3 °C. 4.2.2.3 Redução da poluição do ar A existência de vegetação na cidade permite absorver partículas em suspensão e consequentemente contribuir para a redução da poluição do ar. Este efeito é conseguido de forma mais notória ao nível das fachadas verdes porque estas se encontram ao nível da rua, onde a poluição associada ao trânsito automóvel em particular é maior. Por outro lado, o efeito de redução da poluição do ar através de vegetação é mais importante em espaços com vegetação intensiva, nomeadamente árvores, que correspondem às plantas que são mais eficientes a remover os gases NOx, SO2 e PM10 [46]. Este tipo de vegetação só é conseguido (e raramente) em coberturas verdes.

Além destes efeitos directos, é possível contabilizar também os efeitos indirectos de melhoria da qua-lidade do ar associados à capacidade das fachadas/coberturas verdes reduzirem o consumo energético e o efeito de ilha de calor, e.g. [47, 48].

4.2.2.4 Hortas/Espaços verdes na cidade Recentemente, o conceito de coberturas verdes tem sido frequentemente associado à possibilidade de melhoria da agricultura urbana, especialmente para a produção de vegetais ou mesmo criação de hortas urbanas.

A possibilidade de introduzir espaços verdes, particularmente importante em cidades consolidadas que têm pouca flexibilidade para alterar o uso dos espaços definidos na cidade, é atractiva e importante. Ao nível das coberturas, se os espaços forem acessíveis, tal importância é ainda maior, mas mesmo ao nível da introdução de fachadas verdes, o impacto de um espaço verde adicional é igualmente importante para o bem-estar da população.

4.2.2.5 Redução da poluição sonora À escala urbana, as coberturas e fachadas verdes diminuem consideravelmente os ruídos no nível da rua graças ao elevado coeficiente de absorção da vegetação [49, 50]. Este benefício é mais evidente em coberturas verdes a níveis baixos, por exemplo ao nível da rua por cima de parques de estaciona-mento, ou no caso de fachadas verdes, porque a camada de vegetação deve ser exposta directamente à onda sonora para ser mais eficaz na absorção.

4.3 Dificuldades A principal desvantagem mais regularmente associada às coberturas e fachadas verdes tem a ver com o investimento inicial previsto numa opção construtiva deste tipo. Contudo, esta avaliação deve ser efectuada numa análise de ciclo de vida da cobertura, onde se poderá contrabalançar por exemplo os efeitos de poluição no processo de produção das várias camadas das soluções construtivas com a capacidade de remoção de poluição das coberturas e fachadas verdes. Além disso, no aspecto de preservação ecológica, há que contabilizar também o facto de estas soluções construtivas permitirem um aumento da biodiversidade, e aumento de área verde (ou até hortas) na cidade. Existem vários estudos neste sentido, como sejam, por exemplo, os trabalhos de Peri et al. [51] e Wong et al. [52].

4.4 Contribuição para a cidade inteligente Os benefícios e desvantagens mais correntemente associados a coberturas e fachadas verdes apresentados nas secções anteriores mostram que este tipo de soluções construtivas dão resposta parcial à necessidade de tornar os centros urbanos mais sustentáveis e resilientes, já que contribuem para os pilares base da cidade inteligente (Smart City). O resumo desta contribuição está ilustrado esquematicamente na Figura 3.

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Figura 3: Contribuições das coberturas e fachadas verdes para a cidade inteligente (Smart City).

No pilar dedicado ao Ambiente da Figura 3 está referido também o bom comportamento ao fogo associado a alguns tipos de coberturas verdes, conforme especificado, por exemplo, nas FLL-Guidelines [9]. Em relação à área económica, está ainda referido a criação de emprego (directa ou indirectamente) que as fachadas e coberturas verdes podem originar (construção, manutenção, exploração do espaço, entre outros) e os benefícios fiscais que podem também estar acoplados a estas soluções numa óptica de reabilitação do espaço urbano.

5. REUTILIZAÇÃO DE ÁGUA 5.1 Sistemas de aproveitamento de água pluvial (SAAP) A água pluvial é um recurso que provém da precipitação e por isso está disponível para ser aproveita-do pela população sem acarretar custos. A Figura mostra os passos gerais do funcionamento de um Sistema de Aproveitamento de Água Pluvial (SAAP): com a ocorrência de precipitação (1) a água proveniente da chuva é captada por uma superfície de recolha (2) ou área de captação e é conduzida através de caleiras (3) e tubos de queda (4) até um reservatório de armazenamento (6). Antes do reservatório deve existir um sistema de filtragem (5) ou um componente que permita o desvio das primeiras chuvas (first flush). A entrada de água no reservatório de armazenamento é controlada por um conjunto de dispositivos. Depois de armazenada, a água pode ser encaminhada para um reservatório de distribuição ou pode ser directamente conduzida para a rede de distribuição (13) que, com recurso a um sistema de bombagem (9), garante o abastecimento dos dispositivos pretendidos. A água pluvial não é considerada potável, deste modo, a sua utilização deve ser limitada a usos não potáveis, tais como lavagem de roupas (10), descargas de autoclismos (11) e rega (12). As torneiras abastecidas por água não potável devem conter a sinalização de “água não potável” (14). Existem algumas variantes dos SAAP consoante o tipo de reservatórios existentes (armazenamento ou distribuição), a sua localização, a necessidade de instalar um sistema de bombagem e o destino final da água pluvial, ora no abastecimento ora no overflow (descarga de superfície devido ao excesso de água) do sistema.

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Figura 4: Esquema de instalação de um SAAP [53, 54].

Qualitativamente, a água pluvial apresenta diferentes constituintes consoante a sua localização geográfica e é certamente diferente perto dos oceanos ou em zona industrial, por exemplo. As superfícies de recolha que estão em contacto com a água pluvial, tais como as coberturas, constituem outro factor não menos importante que afecta a qualidade da água pluvial. Quantitativamente, o volume de água pluvial recolhida depende principalmente da pluviosidade, da superfície de recolha e do tamanho do reservatório. Quanto maior for a área da superfície de recolha, o volume do reservatório e a pluviosidade, maior é o volume de água pluvial que pode ser armazenada e aproveitada.

Os usos não potáveis associados à água pluvial são distintos conforme a disponibilidade de água potável e também conforme a precipitação de cada local. Por exemplo, em Portugal, a água da chuva é considerada como água residual. Consequentemente, em Portugal a água pluvial que atinge superfícies impermeáveis ou é conduzida para o colector público residual e encaminhada para a ETAR ou é guiada directamente para o meio receptor. Contudo, é globalmente aceite [55] que a água pluvial pode ser utilizada para descargas sanitárias e processos de lavagem ou de rega. A máquina de lavar roupa constitui um uso que enfrenta dificuldades de aceitação pública, todavia, a Especificação Técnica da ANQIP ETA 0701 [55], documento português que reúne um conjunto de critérios no âmbito dos SAAP, refere que a água pluvial também pode ser utilizada nas máquinas de lavar roupa sem necessitar de um tratamento específico, desde que o seu uso seja feito a uma temperatura superior a 55°C. O uso de água pluvial para máquinas da roupa encontra-se aliás generalizado em alguns países da Europa, em particular na Alemanha. No conjunto de usos não potáveis de água pluvial, podem ser incluídas as redes de incêndio mas a sua aceitação pública é menor devido ao maior contacto humano com a água não potável. Existem alguns exemplos do aproveitamento de água pluvial para combate a incêndios, tais como o aeroporto de Singapura e a Cidade do Samba no Brasil. Outros usos não potáveis podem ser considerados, sendo a flexibilidade na sua aceitação condicionada pela disponibilidade de água potável e de água da chuva. Mais, em zonas de escassez de água, o consumo deste recurso mesmo em fins potáveis pode constituir uma alternativa importante para a população, conforme se verifica até em construções históricas das civilizações Maia, Inca, Grega ou Romana [53].

Assumindo como usos não potáveis os associados à descarga de autoclismos, ao abastecimento da máquina de lavar roupa e usos de limpeza exterior e rega, constata-se que cerca de 40% do consumo total de uma habitação pode ser feito utilizando água pluvial [53], o que é representativo no caudal total de água consumido.

5.2 Sistemas de aproveitamento de água cinzenta (SAAC) Existem várias definições de água cinzenta. Neste trabalho, designa-se por água cinzenta a água que é lançada na rede colectora, excepto a água proveniente das descargas sanitárias (água negra), tal como consideram alguns documentos técnicos, entre os quais a ETA 0905 [56] e a fbr Information Sheet H 201 [57]. De acordo com esta definição, a água cinzenta resulta principalmente dos duches, lavatórios, lavagens de roupa e loiça. Contudo, o facto da água resultante destas actividades ser designada por água cinzenta não significa que a qualidade desta seja a mesma em todos os usos. Geralmente, a água cinzenta de melhor qualidade provém dos duches e lavatórios, enquanto a água proveniente das lavagens de loiça e roupa tem, normalmente, não só maior quantidade de detritos mas também maior quantidade de gorduras e elementos que deterioram a qualidade da água. Atendendo a este facto, os Estados Unidos

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e o Japão são exemplos de dois países que apresentam conceitos diferentes de água cinzenta [58].

O princípio geral de funcionamento de um sistema de aproveitamento de água cinzenta engloba a utilização desta em fins não potáveis, ao invés de ser encaminhada para o colector público. À semelhança dos SAAP, sempre que não exista a água cinzenta disponível para reutilização, então a rede potável deve assegurar o abastecimento dos dispositivos. A rede potável não pode intersectar a rede de água cinzenta, de modo a evitar o contágio de água potável.

Existem sistemas simples, com custos muito reduzidos, e sistemas mais complexos que envolvem um maior aproveitamento de água cinzenta. Um exemplo de um sistema muito simples, comum no Japão, é a colocação do lavatório acima da bacia de retrete, de modo a que a água consumida no lavatório é utilizada directamente na descarga do autoclismo. Este tipo de sistemas tem a vantagem de evitar a existência de um reservatório intermédio para armazenamento e distribuição da água cinzenta. Nos sistemas mais complexos, o conceito global de reutilização de água cinzenta envolve, essencialmente, quatro fases: recolha, tratamento, armazenamento e distribuição, conforme se mostra na Figura 5 que apresenta os passos gerais de um sistema de aproveitamento de água cinzenta: uma rede colectora (2) recebe as águas cinzentas (1) dos respectivos aparelhos, reencaminhando-as para o sistema de tratamento (3). Posteriormente, a água é conduzida para um reservatório de armazenamento (4). De seguida, a água é elevada com recurso a sistema de bombagem (5) e distribuída pelos diversos dispositivos de consumo não potável (7) através de uma rede independente (6). Também nos SAAC existem algumas variantes entre os sistemas de reutilização de água cinzenta, consoante os tipos de reservatórios existentes e a sua localização e os aparelhos a abastecer.

Figura 5: Esquema de um sistema de reutilização de águas cinzentas [53].

Na Alemanha, a água cinzenta é aproveitada principalmente nas descargas dos autoclismos e na rega [59]. Contudo, a fbr – Information Sheet H 201 [57], documento alemão que estabelece recomendações e requisitos sobre os SAAC, indica que a lavagem de roupas também pode ser feita com água cinzenta. Estes usos (lavagem de roupas, autoclismos e rega) também são referidos pelo respectivo documento português, ETA 0905 [56], acrescentando que, em relação às descargas excedentes do tratamento, pode-se considerar a infiltração no solo ou a descarga directa nas linhas de água, tal como se realiza no empreendimento turístico Zmar, em Portugal. Em áreas urbanas, a melhor opção de reutilização da água cinzenta é nas descargas de autoclismos [60]. De facto, trata-se da actividade que requer menor qualidade da água, cuja utilização de água cinzenta é melhor aceite pela população e onde o consumo de água representa cerca de 28% do consumo total da habitação [53]. Se for esta a opção tomada, torna-se suficiente recolher a água proveniente de chuveiros e lavatórios que é geralmente menos poluída, o que trás mais garantias para a qualidade da água cinzenta reutilizada. Para além disso, nas zonas urbanas a rega não tem, geralmente, grande expressão. Para os tratamentos de água cinzenta mais comuns em edifícios, a sua qualidade não é apropriada para reserva de incêndios, quer pela sua constituição, quer pela sua degradação significativa quanto maior o período de retenção, constituindo um risco para a saúde pública.

5.3 Benefícios e dificuldades A escassez de água da rede potável torna imperativo o não desperdício de água de boa qualidade em usos que não o justificam, sendo suficiente a utilização de água de menor qualidade para fins menos nobres, salvaguardando a água potável. Trata-se de uma medida que tem vindo a ser incentivada para assegurar um desenvolvimento sustentável, tanto mais importante quanto maior a escassez de água da rede potável.

A utilização de um sistema de aproveitamento de água permite, além da diminuição do consumo de água da rede pública, também reduzir a dependência de reservas de água, o que torna a cidade mais resiliente.

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Por outro lado, o aproveitamento de água pluvial actua como medida de prevenção de inundações, nomeadamente nos grandes centros urbanos com elevada impermeabilização dos solos, o que não permite que a água pluvial se infiltre naturalmente no terreno.

Deste modo, assegurando o armazena-mento de parte da água pluvial, as consequências da chuva intensa são reduzidas. Também o armazenamento de água cinzenta pode constituir uma vantagem na prevenção de inundações, dado que, em sistemas de saneamento onde o mesmo colector público recebe a água pluvial e a água cinzenta, a redução do volume de água cinzenta permite o escoamento de maior quantidade de água pluvial para o colector, minimizando o risco de inundação.

Em grande escala, a reutilização de água pluvial e de água cinzenta reduz consideravelmente a quantidade de água que é encaminhada para o esgoto, em comparação com os sistemas convencionais, logo a quantidade de água que é proposta a tratamento na ETAR é menor, evitando-se os respectivos custos dessa operação. No entanto, esta situação pode levar a um escoamento insuficiente nos esgotos para conduzir os resíduos para tratamento, pelo que deve haver balanço nestes caudais de escoamento.

Outra preocupação surge da menor quantidade de água que é tratada nas estações de tratamento, cuja consequência resulta na diminuição de água tratada disponível para usos municipais, por exemplo, na rega de jardins. A redução do volume de água tratada disponível para usos municipais pode, se não existir um aproveitamento de outra fonte de água, obrigar ao suprimento de água da rede pública nesses usos, de modo a garantir o abastecimento.

Directamente relacionado com o consumo de água da rede pública está o custo desta, tanto menor quanto menor for o seu consumo.

Note-se que a subida do preço da água é actualmente previsível devido à tendência de redução de disponibilidade de água. Porém, também deve ser tido em conta que o aproveitamento de água em grande escala pode conduzir a alterações no tarifário da água potável, e a poupança inicial não ser tão elevada quanto inicialmente previsto.

Apesar de ser uma tecnologia simples, o aproveitamento de água não proveniente da rede potável enfrenta um problema de aceitação social, sobretudo ao envolver um investimento inicial elevado (devido ao custo dos elementos instalados, como o reservatório e o sistema de tratamento), alguma manutenção e a própria origem da água. Para além disso, o contacto humano com esta deve ser evitado através da instalação de redes independentes e a escolha adequada dos usos a abastecer, de modo a impedir consequências na saúde humana, o que pode acontecer por exemplo em tarefas de maior proximidade com a água, como limpezas.

Por fim, a utilização destes sistemas apresenta um enquadramento legal pouco desenvolvido, apesar de já existirem guias e manuais que estabelecem alguns requisitos com o objectivo de obter uma instalação e operação destes sistemas com qualidade.

A Tabela 3 resume os principais aspectos positivos e negativos da reutilização de água pluvial e cinzenta referidos no texto Tabela 3 - Aspectos positivos e negativos da reutilização de água pluvial e cinzenta.

Positivos

Negativos

Evita utilização desnecessária de água potável

Custo inicial

Diminui o consumo de água da rede pública (custo)

Aceitação social

Preservação ambiental

Enquadramento legal pouco desenvolvido

Prevenção de inundações

Tratamento

Se compararmos um SAAP com um SAAC, verifica-se que a grande vantagem do aproveitamento de água pluvial é tratar-se de uma fonte sem custo e geralmente de melhor qualidade do que a água cinzenta, possibilitando menor custo de tratamento, menores problemas de ter a água armazenada por períodos de tempo mais alargados e, portanto, menores problemas de contaminação. Contudo, por se tratar de uma fonte que resulta da precipitação, a utilização de maior ou menor quantidade de água pluvial está dependente da ocorrência de chuva, logo é menos fiável. Deste modo, em zonas propícias à ocorrência de chuvas, existe um potencial de aproveitamento superior ao que se observa em zonas de seca, onde as vantagens referidas não apresentam grande relevância. Para além disso, a precipitação sazonal representa uma desvantagem no que respeita aos SAAP, pois ao longo de um período de tempo significativo não existe recolha de água pluvial. Tal como referido, o armazenamento de água pluvial pode também constituir uma reserva importante de água noutras situações de emergência, como por exemplo, em caso de incêndio, ao contrário da água cinzenta. A Tabela mostra as vantagens e desvantagens relacionadas em particular com a instalação de um SAAP.

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Tabela 4 - Factores relacionados com a instalação de um SAAP. Vantagens

Desvantagens

Mais usos possíveis (por exemplo, incêndios)

Sazonalidade de precipitação

Tratamento mais simples que a água cinzenta

Tendência a longo prazo de diminuição de precipitação

Aguenta mais tempo armazenada

Suprimento limitado

Evita que a água que é recolhida seja escoada para as zonas públicas - diminuindo o risco de inundações

Armazenamento de água pluvial em grande escala pode provocar um desequilíbrio no ecossistema local

A reutilização de água cinzenta apresenta-se como uma boa alternativa à reutilização de água pluvial quanto mais gravosas forem as desvantagens referidas na Tabela A quantidade de água cinzenta que pode ser reutilizada numa habitação é elevada, mas, para além disso, a produção de água cinzenta é um acontecimento diário, ao contrário da precipitação. O volume de água cinzenta produzido em habitações é, muitas vezes, suficiente para garantir as necessidades de consumo em fins não potáveis, pelo que, normalmente, não há necessidade de adoptar um sistema combinado (SAAC e SAAP) em habitações. Em edifícios de escritórios ou escolares, dificilmente o volume de água cinzenta garante as necessidades de consumo em fins não potáveis, razão pela qual, nestes casos, é plausível equacionar a instalação de um sistema combinado.

5.4 Contribuição para a cidade inteligente A reutilização de água, quer pluvial quer cinzenta, contribui favoravelmente para aspectos económicos e ambientais de uma cidade inteligente, conforme resume a Figura 6.

Figura 6: Contribuições dos sistemas de reutilização de água para a cidade inteligente (Smart City).

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6. CONCLUSÕES E DESENVOLVIMENTOS FUTUROS O presente artigo aponta a necessidade actual de cidades mais inteligentes, para as quais as soluções de coberturas e fachadas verdes assim como de reutilização de água de origem pluvial e/ou cinzenta podem contribuir, isoladamente ou em conjunto.

A implementação de coberturas e/ou fachadas verdes, nomeadamente em Portugal, carece de maior sensibilização e quantificação dos seus benefícios. Para isso, é importante proceder a monitorizações, simulações energéticas e planos de inspeções, entre outras medidas. O Município deve ser visto como unidade local de mudança de paradigma, avaliando politicas/estratégias de incentivo à implantação de coberturas e/ou fachadas verdes.

A viabilidade dos sistemas de aproveitamento de águas deve ser averiguada tendo em conta os valores de precipitação e medição de consumos. Também neste âmbito, é importante encarar os Municípios como unidade local de mudança e formar projetistas e construtores.

7. REFERÊNCIAS [1] Chandler, T. (1987). Top 10 Cities of the Year 1950. Four Thousand Years of Urban Growth: An Historical Census. St. David’s University Press.

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CRISTINA MATOS SILVA Professora Auxiliar IST LISBOA

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DETERMINAÇÃO EXPERIMENTAL DO PERFIL DE TRANSPORTE DE ÁGUA NO SISTEMA ARGAMASSA-BLOCO CERÂMICO ELIER PAVON

HELENA CARASEK

ISAURA PAES

ELTON BAUER

Investigador UnB Brasília-Brasil

Professora UFG Goías-Brasil

Professora UFP Pará-Brasil

Professor UnB Brasília-Brasil

SUMÁRIO Quando as argamassas de revestimentos são aplicadas sobre blocos de cerâmica, nos momentos iniciais ocorre uma movimentação da água presente na argamassa para o bloco, pela elevada capacidade de absorção deste tipo de substratos.

Neste trabalho determina-se experimentalmente a quantidade de água movimentada na argamassa nas suas diferentes camadas e constrói-se o perfil de transporte de água, o que permite analisar o comportamento deste fenômeno nas primeiras nove horas após a aplicação da argamassa. A quantidade da água transportada é determinada através de sensores resistivos de umidade, colocados sobre os substratos antes da aplicação da argamassa. Foram utilizadas duas argamassas de granulometria diferente, caracterizadas em estado fresco e blocos cerâmicos. Os resultados mostraram que os perfis de transporte de água apresentam três regimes e que a porcentagem de agua transportada para o substrato cerâmico nas duas argamassas foi igual, o que tem relação com o ensaio de retenção de água das argamassas para este tipo de substrato. Conclui-se neste caso, que uma maior finura da areia levou a um menor fluxo de água nos dois primeiros regimes de fluxo.

ABSTRACT When the rendering mortar is applied on ceramic blocks in the initial moments a movement of water the mortar to the block occurs, due to the high absorption capacity of this type of substrate. In this work the amount of water moved was experimental determined in the different mortar coats and the profile of transporting water was made. This profile enables to study the behavior of the phenomenon in the first nine hours after application of the mortar. The amount of water transported was determined by resistive humidity sensors, placed on the substrates before application of mortar. Two mortars of different particle size, was characterized in fresh state and ceramic blocks were used. The results showed that the profiles have three water transport regimens and that the percentage of water transported to the ceramic substrate at the two mortars was the same, which is related to water retention test of the mortars to this type of substrate. It is concluded in this case that the highest modulus of fine sand conditioned greater flow of water in mortar, the first two regimens.

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1. INTRODUÇÃO No sistema de revestimento argamassa-base, o transporte de água da argamassa a partir do contato com bloco de alvenaria é muito intenso nos momentos iniciais. Destacam-se como as três causas principais deste fenômeno: o elevado teor de água na argamassa e seus materiais constituintes, necessários para conseguir uma trabalhabilidade adequada durante o processo executivo, a elevada sucção capilar do substrato e o fenômeno de evaporação da água. Na medida em que o processo de transporte de água ocorre, a tensão de sucção capilar no bloco na região de contato diminui (com um aumento da percentagem de umidade na região da superfície do bloco de alvenaria), e diminui também a disponibilidade da água a se movimentar na argamassa. Isto faz que existam diferenças na quantidade de água transportada no transcurso do tempo e que consequentemente existam diferenças no desenvolvimento das propriedades da argamassa e consequentements diferenças de desempenho do sistema de revestimento.

Nas argamassas a propriedade em estado fresco que tem maior relação com o transporte de agua é a retenção de água. Muitos autores consideram que a porcentagem de finos [1] e o tipo de filler empregados determinam esta propriedade nas argamassas [2].

O substrato pela sua capacidade de absorção de água é uns dos principais responsáveis pela perda de água da argamassa após a sua aplicação. As características superficiais e de porosidade dos substratos como diâmetro, estrutura e distribuição dos poros influenciam diretamente no transporte de água da argamassa para o substrato. Diversos estudos buscam relacionar estes fatores com as propriedades físico-mecânicas que determinam o bom desempenho do sistema de revestimento [3-7].

Como foi dito anteriormente, a saída da água da argamassa de revestimento ocorre também pela evaporação da água presente na mistura, sendo este fenômeno responsável por diversas anomalias como a fissuração, propriedade que tem sido estudada e vinculada a outras propriedades mecânicas [8,9]. Outros autores tem vinculado este fenômeno a propriedades relacionadas com a durabilidade do sistema de revestimento como é o caso da perda de aderência e o consequente descolamento das peças cerâmicas [10].

Outras técnicas experimentais para a determinação do transporte de água na argamassa fresca, tais como: a transmissão de neutrons, ressonância magnética nuclear [11], ensaios de sucção e de placas de pressão [12] têm sido utilizadas para tentar explicar melhor esse fenômeno.

Pesquisas mais recentes, estudam a transferência de água e calor, utilizando um modelo de simulação numérica, com base na dinâmica computacional de fluidos [13, 14], estes trabalhos requerem ajustes experimentais para modelar a resistência dos materiais [15] e precisam de resultados experimentais para a validação dos modelos, fato que revela a necessidade do estudo experimental deste fenômeno de transporte de água no sistema de revestimento argamassado. Nesse sentido o trabalho inicial de Paes (2004) [16], o qual desenvolveu a metodologia experimental deste estudo, capaz de mensurar e quantificar experimentalmente os perfis de transporte de água nos instantes iniciais e também as discussões apresentadas por Paes et al. (2014) [17] permitiram descrever e elucidar experimentalmente vários comportamentos importantes.

2. MATERIAIS E METODOS O desenvolvimento experimental tem como objetivo determinar o perfil de transporte de água em argamassas nas primeiras idades no sistema argamassa-bloco cerâmico.

Foram empregadas duas argamassas mistas cimento (Portland com 10% de filler calcário: CP II F 32), cal aérea hidratada (CH-I com mais de 95% de hidroxido de calcio) e areia (ver Tabela 1 de propriedades), empregando-se duas areias de mesma origem mas com distribuição granulométrica um pouco diferenciada. A areia Ar1 é mais fina e possui um teor de microfinos mais elevado (4,00%). A areia Ar2, por sua vez, é mais grossa possuindo teor de microfinos menor (2,60%). Ambas as areias são adequadas à produção de argamassas de revestimento. As argamassas foram preparadas de acordo com o procedimento descrito na ABNT NBR 13276:2005 [22].

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Tabela 1 – Propriedades das areias empregadas

Propriedades

Norma de ensaio

Módulo de Finura

Resultados

Ar1

Ar2

NBR NM 248: 2003 [18]

2,12

2,68

% passante peneira 74µm

NBR NM 46: 2003 [19]

4,00

2,60

Massa aparente (kg/dm³)

NBR NM 45: 2006 [20]

1,36

1,50

Massa especifica (kg/dm³)

NBR NM 52: 2009 [21]

2,64

2,64

Foram determinadas, para cada argamassa, as respectivas propriedades no estado fresco. Empregou-se como critério para a determinação do traço das argamassas, a obtenção de uma retenção de água similar entre as mesmas, e um valor no ensaio da consistência na mesa de fluidez superior a 220 mm e inferior a 270 mm, com o objetivo de obter uma trabalhabilidade compatível com o procedimento de aplicação da argamassa. Na Tabela 2 podem-se observar os traços empregados na fabricação da argamassa, assim como as propriedades obtidas em estado fresco. O valor da água corresponde ao total empregado para o revestimento de um bloco de alvenaria.

Tabela 2 - Traços e propriedades das argamassas.

Arg

Relação em volume (cim:cal:areia:agua)

Agua (g)

Fluidez na mesa (mm)

Retenção de agua (%)

Densidade de massa (g/cm3)

NBR 13276: 2005 [22]

NBR 13277: 2005 [23]

NBR 13278: 2005 [24]

A1

1:1,24:6,82:1,97

1880

221

69

1,88

A2

1:1,80:6,82:1,94

1850

255

71

1,91

As três argamassas foram aplicadas sobre substrato cerâmico. Na Tabela 3 se apresentam as características físicas e mecânicas dos substratos utilizados, principalmente os valores de absorção e absorção inicial (IRA). É importante comentar que todos os blocos empregados foram selecionados de modo que as suas propriedades estivessem dentro dum intervalo de variação inferior a 5% da média da amostra.

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Tabela 3 - Propriedades dos blocos cerâmicos.

Ensaio

Norma de ensaio

Bloco cerâmico

IRA (g/200cm²/min)

ASTM C-67-13a [25]

25

Absorção de agua

NBR 12118: 2013 [26]

20,3

Resistência à compressão (MPa)

NBR 12118: 2013 [26]

4,5

Figura 1: Caixa de queda para aplicação da argamassa sobre o bloco.

Os sensores resistivos de umidade foram desenvolvidos e empregados neste estudo para obter o perfil da evolução do transporte de água, da argamassa fresca para o substrato poroso, através do monitoramento da umidade, como descreve Paes (2004) [16]. Os sensores foram colocados em quatro camadas (próximo da superfície, nas camadas intermédiárias superior e inferior, e na interface argamassa/bloco) . As medições nos sensores eram elétricas (corrente), sendo que para cada um deles existe uma curva de correlação corrente-teor de umidade. Eles foram colocados com o auxílio de um dipositivo metálico dentro de um molde, que também define a espessura da camada de argamassa (50 mm), como o mostrado na Figura 2. Essa espessura é muito usual, embora seja considerada em muitas vezes, excessiva. Os sensores iniciam numa condição de saturação (100 % de umidade), compatível com a umidade da argamassa recém misturada. Na medida em que a água é transportada para o substrato, o valor da umidade determinada pelo sensor começa a diminuir. Para se obter o teor de água transportado, basta efetuar a subtração em relação a 100%. Para cada provete foram colocados dois sensores independentes em cada uma das camadas (ver Figura 2).

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Figura 2: Posição dos sensores elétricos para medição da umidade.

Após o lançamento da argamassa sobre os blocos, os quais apresentavam-se inicialmente secos (sem pré-umidificação), o conjunto foi colocado num recipiente hermeticamente selado, que mantém a umidade relativa do ar aproximadamente em 100%, como o mostrado na Figura 3. Este procedimento foi realizado a fim de quantificar o transporte de água através da absorção capilar do bloco, evitando assim a perda de água por evaporação a partir da argamassa.

Figura 3: Mensuração da corrente nos blocos revestidos.

As leituras para a avaliação do movimento da água na argamassa fresca foram feitas para as primeiras nove horas (540 minutos), com um total de 25 leituras de umidade para cada amostra. Na primeira meia hora as leituras foram colhidas a cada 2,5 minutos, e o resto do tempo, foram espaçadas cada 10, 30 e 50 minutos. Durante este período uma significativa parte da água da argamassa foi transportada para o substrato, permitindo assim que independentemente das demais variáveis envolvidas, fosse possível determinar cada perfil de transporte da água em função do tempo.

3. RESULTADOS E DISCUSSÃO As Figuras 4 e 5 mostram os resultados das quantidades de água transportada nas quatro camadas nas argamassas A1 e A2, respetivamente. O transporte de água da argamassa ocorreu, mais intensamente, por sucção dos substratos, com a camada próxima à interface argamassa/substrato, perdendo mais água que as demais regiões. Esta condição foi definida pelas condições impostas às amostras ensaiadas (temperatura em torno dos 22°C e umidade relativa próxima de 100%). As camadas estudadas foram designadas como: Camada superficial ou superior (C1), Camada intermediária superior (C2), Camada intermediária inferior e Camada da interface (C4). Cada sensor nos dava leituras relacionadas a uma espessura de camada de 12,5 mm aproximadamente, sendo esse valor admitido para a espessura de cada camada estudada.

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Figura 4: Quantidade de água transportada em cada camada da argamassa A1.

Nota-se que a partir da obtenção dos perfis do transporte de água da argamassa para os substratos, é possível avaliar: a intensidade com que a argamassa está perdendo água em uma determinada região (camada), a velocidade média com que este transporte está ocorrendo entre diferentes camadas e a quantidade aproximada da perda de água da argamassa, por camadas, no decorrer do tempo.

Figura 5: Quantidade de água transportada em cada camada da argamassa A2.

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A análise dos perfis obtidos para as duas argamassas avaliadas, aplicadas sobre os blocos cerâmicos, levou a distinguir 3 regimes de fluxo de água: Regime (R1) de 0 a 5 minutos; Regime (R2) de 5 a 60 minutos e Regime (R3) de 60 a 540 minutos (9 horas) nos quais a velocidade de transporte é relativamente constante. A partir desta constatação, se linearizou os trechos dos perfis para cada camada individualmente (o menor valor de correlação linear foi de R² = 0,96) obtendo-se diferentes inclinações de retas (coeficiente angular).

Na Figura 6 podem-se distinguir as divisões por regimes e o comportamento geral da quantidade e intensidade de água transportada em cada camada.

Figura 6: Perfil geral do transporte de água linearizado em três regimes.

Estas inclinações indicam a intensidade com que o transporte de água está ocorrendo nos respectivos trechos, no decorrer do tempo.

A inclinação mais acentuada indica uma maior velocidade de perda de água da camada. Por sua vez, uma menor inclinação denota uma menor velocidade desta perda. A partir dos dados da porcentagem de água transportada determinou-se as quantidades de água transportada em gramas em cada camada e dividido pela duração (min) do regime obteve-se a velocidade média com que este transporte está ocorrendo em cada regime, por camada. Os resultados de percentagem de água transportada e a velocidade média das camadas podem ser observados na Tabela 4. As velocidades foram designadas como: velocidade média do transporte de água na camada próxima à superfície do revestimento (V1), velocidade média do transporte de água da camada intermediária superior (V2), velocidade média do transporte de água na camada intermediária (V3) e velocidade média do transporte de água na camada próxima à interface argamassa/substrato (V4).

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Tabela 4 - Percentagem e quantidade de água transportada nas duas argamassas em cada camada.

Argamassa

A1

A2

Regimes

Água transportada (%)

Velocidade média entre as camadas (g/min.)

Tempo (min)

C1

C2

C3

C4

V1

V2

V3

V4

R1

0a5

2

3

5

7

7,5

11,3

18,8

26,3

R2

5 a 60

28

29

30

32

9,6

9,9

10,3

10,9

R3

60 a 540

25

26

26

27

1,0

1,0

1,0

1,1

Total

55

58

61

66

R1

0a5

9

12

13

16

33,3

44,4

48,1

59,2

R2

5 a 60

38

36

37

35

12,8

12,1

12,4

11,8

R3

60 a 540

14

14

14

15

0,5

0,5

0,5

0,6

Total

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62

64

66

A quantidade de água trasportada corresponde a massa de água perdida (para a camada subsequente) na camada durante a duração do regime específico. Essa quantidade é determinada tendo por base a quantidade inicial de água empregada na fabricação da argamassa para aplicação sobre o bloco. Nos dois casos observou-se que a percentagem de água transportada é maior na camada C4 e diminui consecutivamente até a camada C1 (Tabela 4). Isso é bastante óbvio, uma vez que a camada C4 é a camada de contato com o bloco, e é por essa interface que ocorre o principal transporte da água no sistema.

No caso especifico do regime R1, o qual corresponde aos momentos iniciais de contato, deve-se observar que existem 2 condições muito favoráveis ao fluxo de água. Primeiramente a superfície do bloco cerâmico encontra-se com baixa umidade, o que faz com que a tensão de sucção capilar seja alta nessa região e nesse momento.

Outro aspecto a considerar é a maior facilidade de movimentação da água da argamassa nos momentos iniciais. Nessa situação a argamassa encontra-se mais fluida, com uma estrutura porosa ainda indefinida, sendo que a própria sucção inicial irá direcionar a formação dos poros e vazios capilares. Assim, os momentos iniciais são extremamente favoráveis ao transporte de água, tanto em quantidade, como em velocidade. Os resultados da velocidade demostram esse comportamento. Observa-se nitidamente como os maiores valores de velocidade são obtidos no regime R1, nas camadas mais proximas ao substrato, e diminuem gradativamente até a camada superficial (V1).

No regime R3 temos a argamassa sofrendo a transição para o estado endurecido. Nessa situação tanto o teor de água como a mobilidade dessa água no sistema poroso são muito menores. Isso justifica-se tanto pela dificuldade de fluxo que pode ocorrer (redução de poros, deposição de produtos da hidratação), como também pela diminuição da tensão de sucção uma vez que o bloco encontra-se já com um significativo teor de umidade (a tensão de sucção é inversamente proporcional ao teor de umidade). Mesmo assim, ainda se observa fluxo de água para o bloco cerâmico.

Os comportamentos linearizados com suas respectivas divisões, por regimes das duas argamassas, podem ser observadas nas Figuras 7 e 8.

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Figura 7: Perfil do transporte de água na argamassa A1 A estrutura porosa refinada do substrato cerâmico (poros de diâmetros pequenos), bem como, as suas características superficiais (densa, compacta e lisa) faz com que este absorva a água da argamassa em tempos prolongados como se evidencia nas Figuras 7 e 8.

Figura 8: Perfil do transporte de água na argamassa A2.

No entanto pode-se observar que na argamassa A2, na primeira hora o total de água transportada em gramas em todas as camadas é superior à argamassa A1, o seja, a argamassa A2, permitiu maior transporte de água da argamassa fresca para o interior do substrato nos regimes R1 e R2. Isto demostra que foi determinante na quantidade de água transportada a interação direta entre os poros da argamassa e os poros do substrato que realmente contribuem substancialmente na retirada de água da argamassa. Neste sentido, o comportamento das duas argamassas estudadas foi nitidamente diferente. A argamasa A2, executada com areia de granulometria mais grossa, foi a que transportou maior quantidade de água para o substrato nos dois primeiros regimes. Quanto mais grossa a granulometria da areia (dentro das que geram argamassas trabalháveis), menor será a quantidade de poros finos no interior da argamassa que concorrerão com os poros do substrato durante o processo de transporte de água no sistema, favorecendo esse transporte de água. Conseqüentemente, haverá uma maior deposição de produtos de hidratação na região de interface contribuindo para a ancoragem da argamassa sobre o substrato. Essa diferença pela presença de areia de diferente distribuição granulométrica faz que o fluxo de água principalmente no R1 seja muito maior no caso da argamassa A2, diminuindo paulatinamente até obter similar porcentagem de água transportada no final (9 horas), provavelmente condicionado pela absorção do bloco, similar em ambos casos.

Outro aspeto importante a se destacar é a diferença na quantidade total de água transportada entre as camadas C1 e C4, de cada uma

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das argamassas. Note-se que no caso da argamassa A1esta diferença é maior, o que pode ser motivado também pela menor finura da areia, que dificulta a movimentação da água até substrato, como foi explicado anteriormente.

4. CONCLUSÃO O perfil de transporte de água da argamassa para o substrato cerâmico apresenta três regimes de fluxo de água, sendo na camada da interface onde se movimenta maior quantidade de agua nas primeiras nove horas.

A quantidade de agua transportada em todas as camadas na primeira hora (R1 e R2) foi maior na argamassa A2, a que tem areia com partículas de maior dimensão, o que demostra a influência desta característica do agregado no fluxo de água da argamassa até ao substrato.

Nas duas argamassas na camada da interface movimentou-se a mesma porcentagem de agua em relação ao total de agua empregada na elaboração da argamassa, o que tem correlação com o ensaio de retenção de agua onde as duas argamassas obtiveram similar valor.

5. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem o apoio do LEM/UnB, CAPES e CNPQ.

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ELIER PAVON

HELENA CARASEK

Investigador

Professora

UnB

UFG

Brasília-Brasil

Goías-Brasil

ISAURA PAES

ELTON BAUER

Professora

Professor

UFP

UnB

Pará-Brasil

Brasília-Brasil

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