Revista Internacional techITT | Vol.13 | Issue 37 | 2015

TECH ITT REVISTA INTERNACIONAL

ESTRUTURAS E CONSTRUÇÃO • ESTRUCTURAS Y CONSTRUCCIÓN

Volume

13

Número

37

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

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EDITORIAL

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AVALIAÇÃO DE SUPORTES EM CONTEXTO DE COLAGEM DE ELEMENTOS CERÂMICOS EM FACHADA

Inês Flores-Colen Portugal

Luis Silva, Pedro Sequeira, Heldér Gonçalves Portugal

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DURABILIDADE DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES FACE AO ATAQUE DE CLORETOS Sofia Real, José Alexandre Bogas, Jorge Pontes, Maria Glória Gomes Portugal

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DETECÇÃO DE ANOMALIAS EM IMPERMEABILIZAÇÕES DE COBERTURAS EM TERRAÇO ATRAVÉS DA TERMOGRAFIA DE INFRAVERMELHOS Ana Melrinho, Luis Matias, Paulina Faria Portugal

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AVALIAÇÃO DA SUSTENTABILIDADE DA REABILITAÇÃO ENERGÉTICA COM ARGAMASSAS COM CORTIÇA José Silvestre, André Castelo, José Correia da Silva, Jorge de Brito, Manuel Duarte Pinheiro Portugal

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EDITORIAL

CORPO CIENTÍFICO:

Caros leitores este número da RIT inclui quatro artigos sobre estudos de investigação aplicados a betões estruturais com agregados leves, ladrilhos cerâmicos, impermeabilizações de coberturas em terraço e argamassas de revestimento com granulado de cortiça.

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

O primeiro artigo, realizado em ambiente empresarial pela SG Weber Portugal, avalia experimentalmente a colagem de elementos cerâmicos em fachadas.

O segundo artigo, desenvolvido no Instituto Superior Técnico (IST), caracteriza a durabilidade através da resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados leves produzidos com diferentes tipos de ligante e de agregado.

O terceiro artigo, realizado em colaboração entre a Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade Nova de Lisboa e o Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC), comprova a sensibilidade da termografia de infravermelhos na detecção e mapeamento das anomalias em impermeabilizações de coberturas em terraço.

No último e quarto artigo, realizado em colaboração entre o IST e a Universidade de Évora (U. Èvora), avalia o desempenho ambiental, energético e económico de uma argamassa de revestimento de isolamento térmico com granulado de cortiça como agregado leve.

Esperamos que aprecie este volume da RIT.

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

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

Inês Flores-Colen (Coordenadora Editorial da RIT)

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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AVALIAÇÃO DE SUPORTES EM CONTEXTO DE COLAGEM DE ELEMENTOS CERÂMICOS EM FACHADA LUIS SILVA Diretor de Marketing SG Weber Portugal

PEDRO SEQUEIRA Diretor Técnico SG Weber Portugal

HELDÉR GONÇALVES Técnico I&D SG Weber Portugal

SUMÁRIO

ABSTRACT

A utilização de elementos cerâmicos como revestimento de parede é comum em soluções construtivas em Portugal, seja em contexto de obra nova ou renovação. A colagem destes elementos implica um conjunto de cuidados necessários à garantia de um resultado eficiente, como a escolha da argamassa de colagem, o local de aplicação, o estado do suporte, as propriedades do ladrilho cerâmico, entre outras. Particularmente em intervenções de reabilitação, requer-se um conjunto de cuidados adicionais, ao nível dos suportes, da interpretação dos elementos cerâmicos e das técnicas de colagem. No caso especifico dos suportes, a consideração nem sempre é adequada, pelo que se observam um conjunto de práticas que resultam em constante tendência à ineficiência do projeto de reabilitação.

Façade cladding with tiles is very common in Portugal, either in new or refurbishment construction works. Tiling in such conditions demands special considerations to achieve an efficient result, as the adhesive choice, the local, the support/substrate, ceramic tile properties among others. Special in re-furbishment context, additional considerations are demanded at supports level and tiling techniques. In the case of supports, considerations are not always correct, resulting on a trend to an inefficient refurbishment project.

O presente trabalho apresenta um conjunto de considerações sobre os suportes em particular, como resultado de um conjunto de ensaios experimentais, por medição da aderência por tracção perpendicular, em laboratório e in situ. Como objectivo, pretende-se denunciar um conjunto de práticas correntes que implicam riscos potenciais ao nível da estabilidade mecânica de um revestimento cerâmico colado em fachadas.

The present paper presents several considerations concerning supports, as a result of experimental tests, by tensile adhesion measurements, in laboratory and in situ conditions. As end target, is intended to mention current practices which present potential risks to the mechanical stability of tiling façade cladding.

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1. Introdução Desde sempre, a utilização de cerâmica como elemento de revestimento em interior ou exterior foi considerada como uma solução de excelência por promover a valorização dos edifícios, a durabilidade dos revestimentos, uma funcionalidade ampla e um efeito estético agradável [1-3].

Em Portugal, esta solução apresenta maior importância pela tradição que apresenta, inclusive em aplicações em paramentos exteriores. Por isso, o contexto actual de construção, mais focado em trabalhos de reabilitação ou renovação de espaços, apresenta-se como uma oportunidade, mas também como um desafio, para soluções de revestimento em elemento cerâmico. Por um lado, verifica-se um conjunto de aplicações de cerâmicos em fachadas relativas às duas últimas décadas do séc. XX que apresentam algumas patologias de ordem estética ou de impermeabilização, por exemplo como resultado de destacamento de elementos, fissuração, infiltração de água, escorrências por carbonatação ou eflorescências, entre outros. Por outro lado, considerando utilizações interiores ou exteriores, verifica-se a intenção dos proprietários na substituição dos elementos cerâmicos, com objectivo de renovar os revestimentos para novidade estética. Finalmente, também se deve considerar a oportunidade de reabilitação de revestimentos existentes com outros materiais, onde se pretenda que os mesmos sejam substituídos por elementos cerâmicos [4-6].

Para quaisquer dos casos mencionados, exige-se que a aplicação de um revestimento cerâmico seja correctamente projectada, considerando um conjunto de detalhes que se justificam pela necessidade de garantir a estabilidade do revestimento aplicado.

Similarmente a um contexto de projecto de revestimento cerâmico em obra nova, a consideração de parâmetros como o tipo e estado de suporte, o local de aplicação (interior/exterior, parede/pavimento…) e as propriedades do ladrilho cerâmico, como dimensão, coeficiente de dilatação térmica linear, resistência à flexão e compressão, módulo de elasticidade, grau de absorção de água e outras, é fundamental para apresentar a opção de fixação e respetiva metodologia de aplicação mais adequada [7-11].

Na verdade, o contexto de reabilitação e renovação é, inclusive, mais exigente no sentido em que os parâmetros considerados são objecto de maior heterogeneidade, longe de serem estereótipos de projectos. Considerando o suporte, facilmente se encontra um conjunto de hipóteses em obra, resultantes do envelhecimento do edifício (que pode significar, por exemplo, argamassas com coesão débil, com elevada capilaridade e com sais solúveis presentes) ou da introdução de elementos construtivos (por exemplo, para correcção de cotas, como placas de gesso, ou pela introdução de elementos impermeabilizantes, acústicos e térmicos) [7,9].

Refira-se que a deliberação acerca do estado do suporte para colagem de cerâmica tem por base o documento francês “DTU 26.1 – Enduis aux mortiers de ciments, de chaux et de mélange plâtre et chaux aérienne”, que indica que o valor médio dos ensaios de aderência por tração perpendicular deverá ser de, pelo menos, 0,30 N/mm2, sem que nenhum dos valores seja inferior a 0,20 MPa. Outras referências normativas relativas à colagem de elementos cerâmicos são omissas quanto à questão em avaliação [12-15].

O trabalho em questão apresenta um conjunto de casos de colagem de cerâmica em fachadas, cujos resultados negativos observados são fortemente influenciados pelo estado do suporte, por degradação do mesmo ou por acção adicional de intervenientes em obra.

2. Metodologia experimental 2.1. Avaliação de colagem de cerâmica sobre um suporte com fragilidade mecânica em contexto de reabilitação O caso em questão envolve a colagem de elementos cerâmicos sobre um suporte relativo aos anos 70 do séc. XX, com falta de coesão, de impermeabilização e com fissuração. A metodologia de ensaios in situ consistiu na avaliação de aderência por tracção perpendicular e na caracterização, por tacto, do material de reboco recolhido nos provetes. Para o efeito, consideraram-se 3 zonas de avaliação: Z1 e Z2 correspondentes a uma superfície corrente da fachada, e a zona Z3 próxima de uma área mais fissurada. Para cada zona, fizeram-se cortes com rebarbadora no reboco em quadrados de 5x5 cm (aproximadamente) até ao tosco da parede, colaram-se discos metálicos e realizaram-se os ensaios de aderência. Ainda in situ, decidiu tratar-se uma fa-

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chada em particular com aplicação de uma argamassa à base de cimento e polímero com elevada deformação, reforçada com rede de fibra de vidro, com o objectivo de garantir maior impermeabilização da mesma. Posteriormente, colou-se um ladrilho cerâmico com (5x20x1) cm, com juntas de 5 mm, numa área aproximada de 40 m2. Neste caso, fez-se uma avaliação visual e por tato relativamente à estabilidade do revestimento aplicado nesta área.

2.2. Avaliação, em laboratório, de aderência de argamassas-cola C2S e C2S2 sobre um suporte tratado por aplicação de um primário (emulsão) de aderência Similarmente à 2ª fase do caso anterior, este caso consiste na avaliação do estado de um suporte constituído por alvenaria em tijolo regularizada com um reboco hidráulico tradicional. Adicionalmente, aplicou-se um primário constituído por resina em emulsão sobre a superfície do reboco com o objectivo de melhorar a aderência da argamassa-cola ao suporte apresentado.

O primário indicado apresenta-se no mercado como uma resina aquosa, de composição química desconhecida. Define-se como elástica, aderente e resistente à água (para melhoria de aderência de rebocos e betonilhas em interior e exterior). A metodologia de ensaio consistiu, por replicação do caso em laboratório, na avaliação de aderência por tração perpendicular, com adaptação à norma EN1348. A especificidade da metodologia adoptada consistiu na realização da mesma sobre um suporte conforme a norma respectiva (placa de betão, com especificidades ao nível da sua absorção e resistência mecânica) e previamente tratada com a emulsão indicada. Desta forma, pretende-se avaliar o impacto real da presença do primário de aderência apresentado. O ensaio foi realizado para argamassas-cola do tipo C2S (aderência e deformação transversal segundo ensaio normalizado com valores mínimos de 1,0 N/mm2 e 2,5mm, respetivamente) e do tipo C2S2 (aderência e deformação transversal segundo ensaio normalizado com valores mínimos de 1,0 N/mm2 e 5mm, respetivamente).

O exemplo apresentado é especialmente relevante por se observar a tendência ao destacamento generalizado do ladrilho cerâmico aplicado (tipo BIa, absorção de água igual ou inferior a 0,5% em massa e dimensões 5,5x24x1 cm e 40x40x1 cm) após 1 ano de entrada ao serviço.

2.3. Avaliação da tensão de aderência relativa a um suporte constituído por reboco hidráulico em contexto de destacamento de ladrilhos cerâmicos O caso em questão consiste na avaliação de um suporte constituído por alvenaria em tijolo regularizada com reboco hidráulico (industrial), classes CSII (resistência à compressão entre 1,5 e 5,0MPa) e W1 (coeficiente de absorção de água por capilaridade entre 0,2 e 0,4kg/m2.min0,5). A metodologia de ensaio consistiu na avaliação de aderência por tracção perpendicular.

Para o efeito, fizeram-se cortes com rebarbadora no reboco em quadrados 5x5cm (aproximadamente) até ao tosco da parede, colaram-se discos metálicos e realizaram-se os ensaios de aderência. Recolheu-se também material e reboco da fachada com dimensões próximas de 4x4x2cm para avaliação laboratorial da resistência à compressão e do coeficiente de absorção de água por capilaridade.

Para os dois casos, adaptaram-se os métodos de ensaio normativos respectivos. Para o caso da avaliação da resistência à compressão, o material (reboco) recolhido foi colado com epóxi sobre uma estrutura metálica de espessura 2cm para permitir a avaliação na máquina de compressão (Instron Model 1186; Célula: 200 kN). Para a determinação do coeficiente de absorção de água por capilaridade, adoptou-se a metodologia EN 1015:18, com a particularidade da avaliação ser realizada em intervalos de 10´, até um total de 90´. O coeficiente de absorção de água foi obtido pelo declive da curva obtida. Os resultados apresentados para cada propriedade são o valor médio de 10 ensaios.

O exemplo em causa apresenta duas realidades distintas. Por um lado a tendência ao destacamento generalizado do revestimento cerâmico aplicado (tipo BIa e dimensões 30x60x1 cm) após 1 ano de entrada ao serviço nas fachadas orientadas a Oeste e a Sul e, por outro, estabilidade no revestimento aplicado quando se consideram as fachadas a Norte e Este.

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3. Resultados Os resultados obtidos são apresentados nas secções 3.1., 3.2.e 3.3, relativos aos casos apresentados anteriormente nas secções 2.1, 2.2. e 2.3, respetivamente. A apresentação de resultados inclui a medição de aderência e o comportamento do revestimento cerâmico in situ.

3.1. Avaliação de colagem de cerâmica sobre um suporte em renovação com fragilidade mecânica em contexto de obra de reabilitação Considerando os resultados indicados na tabela 1 e figura 1, entende-se a relevância do estado do suporte para receber um elemento cerâmico. Esta condição é particularmente importante em contexto de reabilitação porque se espera encontrar uma variabilidade significativa de suportes e respectivas condições de estabilidade mecânica.

Tabela 1. Resultados de aderência por tração perpendicular, relativa à avaliação prévia do reboco em reabilitação e observação de zonas tratadas ao nível da impermeabilização após 6 meses.

Figura 1. Apresentação da situação in situ (apresentação de suporte com falta de coesão; apresentação de tendência para o destacamento do ladrilho cerâmico pela argamassa de impermeabilização aplicada).

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Conforme notado pelos resultados obtidos, duas zonas analisadas apresentam valores de tracção abaixo do limite de 0,3 N/ mm2, reconhecido como mínimo aceitável para o assentamento de revestimentos cerâmicos [15]. A própria observação do reboco ao tacto permite alertar para o seu estado porque se apresenta muito frágil ao nível da sua coesão (superficial ou mesmo interior), evidenciando uma incompatibilidade entre o seu estado e a intenção de aplicação de cerâmica como revestimento.

A segunda parte da análise de resultados indicados na tabela 1, relativos à aplicação de uma argamassa de impermeabilização de base cimento e polímero (classificação segundo a EN 14891), armada com uma rede de fibra de vidro, sobre o suporte cujas propriedades são descritas atrás, indica também uma incompatibilidade entre a técnica adoptada e a prática de colagem de cerâmica posterior. Esta metodologia, promovida pela intenção de garantir maior resistência à penetração de água (por se considerar a fraca resistência a este nível por parte de rebocos antigos) apresenta elevado riscos ao nível mecânico, uma vez que as propriedades mecânicas destas argamassas impermeabilizantes, em especial o seu módulo de elasticidade dinâmico, é significativamente inferior, o que justifica potencial incompatibilidade mecânica em suportar um elemento cerâmico, mais rígido e com peso considerável. Como resultado, por mecanismos de fluência, é expectável uma rotura entre os elementos, conforme revelado na figura 1.

3.2. Avaliação de aderência de argamassas-cola C2S e C2S2 sobre um su porte tratado por aplicação de um primário (emulsão) de aderência Os resultados obtidos para o caso em avaliação são apresentados na tabela 2 e figura 2. Conforme análise dos mesmos, nota-se a sua diminuição significativa para a situação equivalente à aplicação da emulsão de primário. Com efeito, os resultados não só diminuem como atingem uma grandeza inferior a 0,5 N/mm2, valor mínimo referenciado pela EN 12004. Adicionalmente, a tipologia de rotura é tendencialmente no filme do primário aplicado e fortemente condicionada em condições de imersão, sugerindo uma degradação acelerada deste material.

O caso apresentado revela, por isso, a inadequação da metodologia proposta que inclui a aplicação de um filme polimérico como complemento de aderência. Mais se indica que, mesmo considerando que a aderência se mantenha, é pouco razoável a presença deste material em fachada, sujeito a tensões de corte resultantes do peso dos ladrilhos cerâmicos e de efeitos termo-higrométricos, considerando tratar-se de um material dúctil, com uma rigidez potencialmente insuficiente para as solicitações em causa.

Tabela 2. Resultados de ensaio laboratorial, de acordo com a EN 12004/EN 1348, considerando um suporte de betão corrente e consolidado com um emulsão aplicada superficialmente

Figura 2. Observação da rotura obtida: a) Sem aplicação de emulsão; b) Com aplicação de emulsão promotora de aderência.

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3.3. Avaliação da tensão de aderência relativa a um suporte constituído por reboco hidráulico em contexto de destacamento de ladrilhos cerâmicos

A tabela 3 e a figura 3 apresentam os resultados obtidos relativamente ao caso apresentado na secção 2.3. Os resultados obtidos revelam espessuras de reboco de regularização díspares e com particular relevância quando se consideram zonas com espessuras menores que 10 mm. Admitindo as resistências mecânicas apresentadas, extrapolam-se valores de módulo de elasticidade abaixo de 7 GPa e prováveis coeficientes de rigidez abaixo do razoável (considerando o módulo apresentado e espessuras menores que 10mm) para o suporte de elementos pesados como os ladrilhos cerâmicos aplicados. Adicionalmente, os valores de aderência também reflectem um material com uma coesão deficiente, em especial para as zonas expostas a Sul e Oeste, sobretudo à superfície, considerando a rotura superficial fácil e com valores de aderência baixos para algumas medições.

Por isso, é expectável que ocorra o destacamento dos elementos cerâmicos aplicados, especialmente para os casos das fachadas a Sul e Oeste, conforme se veio a verificar após 2 anos em serviço. Por outro lado, as fachadas orientadas a Norte e Este não apresentam indícios de destacamento ou qualquer anomalia adicional.

Tabela 3. Resultados relativos à avaliação de suporte (reboco hidráulico de regularização, equivalente à situação apresentada na secção 2.3.)

Figura 3. Observação de várias tipologias de rotura a partir dos ensaios de aderência realizados in situ, reveladoras da presença de um suporte frágil e inadequado para receber um revestimento cerâmico.

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4. Conclusão Um revestimento cerâmico colado a um suporte representa um sistema complexo, composto por um conjunto de elementos como o material de suporte, a argamassa-cola, o material de juntas e o ladrilho cerâmico. Trata-se de um sistema que está solidarizado pelo que resulta uma constante partilha de acções exteriores e intrínsecas entre todos os elementos.

Estas acções geram tensões normais nas interfaces entre os elementos considerados pelo que se exige um entendimento correcto do projecto, das intenções de utilização e das propriedades dos materiais, de forma a compatibilizar todos os parâmetros. Esta necessidade é ainda mais relevante em contexto de reabilitação, porque a variabilidade de solicitações ao nível de todos os elementos considerados é substancialmente maior, tornando cada caso único.

Um pormenor a considerar, sobretudo em contexto de reabilitação ou renovação, prende-se com o estado do suporte, especialmente ao seu nível mecânico e de impermeabilidade. Sobre o primeiro, é imperativo garantir que se avalia correctamente o comportamento mecânico do reboco, ou outro material de suporte, e respectiva compatibilidade entre o valor apurado e o tipo de revestimento cerâmico a aplicar. Um valor mínimo de aderência de 0,3 N/mm2, conforme recomendação de documentos específicos, aponta para uma base de partida razoável para a condição de estabilidade e compatibilidade do suporte com o revestimento cerâmico a aplicar.

Quanto à sua impermeabilização, deixa-se uma palavra de atenção sobre a tendência para a utilização de argamassas flexíveis ou altamente deformáveis previamente à colagem vertical de cerâmica em exterior, uma vez que verifica a tendência constante para o destacamento. Também a aplicação de primários de aderência em contexto de fachada, sujeitos a esforços de corte pelo peso dos ladrilhos cerâmicos e a variações térmicas e higrométricas, é desaconselhada por se apresentarem como materiais de elevada ductilidade e com tendência a fluência nas situações descritas. Adicionalmente, o seu contributo para a melhoria de aderência é discutível quando se considera que as argamassa-cola usadas em fachada são, por natureza, ricas em polímero pelo que aderência já é garantida por si.

5. Referências [1] Roig, A.M.P., “Reflection on the use of architectural ceramics in exteriors”, in General Conferences, Qualicer 2002, II, P.GII-23.

[2] Freitas, V.P., Sousa, A. V.S., Silva, J.A.R.M., “Manual de aplicação de revestimentos cerâmicos”, Coimbra, Março 2003.

[3] Veleoso, A. Barros, Almasque, Isabel, “Azulejos de fachada em Lisboa”, Revista Municipal, 1983-1985.

[4] Instituto Nacional de Estatística, I.P “O Parque habitacional e a sua reabilitação - análise e evolução 2001-2011”.

[5] Pinheiro, D. S., Bragança, L., Aguiar, J. L. B., “Descolagem de um revestimento cerâmico em fachada”, 2, 401-409, Patorreb 2006, Porto.

[6] Abreu, M., “Descolamento e fendilhação em revestimentos cerâmicos”, 3º Encore, LNEC, 1801-1090, 2003, Lisboa.

[7] O Guia Weber 2014, Saint-Gobain Weber Portugal, 2014.

[8] Melo, Francisco. J.; Silva, Luis.; Lopes, Carla. M Análise da integridade de juntas de cimento-cola em elementos cerâmicos decorativos de fachadas, 9º Congresso Nacional de Mecânica Experimental, Outubro 2014, Aveiro, Portugal.

[9] Sequeira, P., Silva, L., Gonçalves, H., Consideração de detalhes na colagem de elementos cerâmicos em contexto de reabilitação, I Simpósio de Argamassas e Soluções Térmicas de Revestimento, 2014, Coimbra, Portugal.

[10] Griese, B., “Thin Tiles : concerns and expectations”, www.tilemagonline.com, págs. 48-50, May/June 2010.

[11] Gonçalves, A.; et al., “Causa de anomalias em paredes de alvenaria de edifícios recentes”, nº 31, Engenharia Civil, Universidade do Minho, 2008.

[12] EN 12004:2008-Colas para ladrilhos, Requisitos, avaliação da conformidade, classificação e designação, IPQ. [13] EN1348:2007- Adhesives for tiles- Determination of tensile adhesion strength of cementitious adhesives, CEN. [14] EN 998-1:2003-Specification for mortar for masonry-Part 1: Rendering and Plastering mortar, CEN. [15] DTU 26.1 – Enduis aux mortiers de ciments, de chaux et de mélange plâtre et chaux aérienne.

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DURABILIDADE DE BETÕES ESTRUTURAIS DE AGREGADOS LEVES FACE AO ATAQUE DE CLORETOS SOFIA REAL Eng.ª Civil (IST) Lisboa

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

JORGE PONTES Eng.º Civil (IST) Lisboa

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

SUMÁRIO

ABSTRACT

No presente artigo caracteriza-se a resistência à penetração de cloretos de betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes tipos de ligante e de agregado, envolvendo a realização de ensaios acelerados de migração de cloretos, absorção capilar e resistividade elétrica. Em geral, verifica-se que a resistência à penetração de cloretos pode ser fortemente afetada pelo tipo de ligante e relação a/l, observando-se alterações no coeficiente de difusão de até uma ordem de grandeza quando se fazem variar estes parâmetros. Por sua vez, o tipo de agregado assumiu menor influência na resistência à penetração de cloretos, tendo-se obtido coeficientes de difusão semelhantes para um dado tipo de ligante e relação a/l.

The present paper aims to characterize the chloride penetration resistance of structural lightweight aggregate concrete (LWAC) produced with different types of binder and aggregate by means of capillary absorption, electrical resistivity and accelerated chloride migration tests. In general, it is found that the chloride penetration resistance can be substantially affected by the type of binder and w/b ratio. The chloride diffusion coefficient can vary up to one order of magnitude when these parameters are changed. The type of aggregate had a lower influence in the chloride penetration resistance.

Similar diffusion coefficients were found for a given type of binder and w/b ratio.

Contrariamente ao recomendado na principal normalização, a resistência à penetração de cloretos não deve ser relacionada com a resistência à compressão do betão. Conclui-se que os BEAL de maior massa volúmica podem atingir soluções de elevada durabilidade ao ataque de cloretos, com desempenhos pelo menos semelhantes aos dos betões de massa volúmica normal (BAN).

Contrary to what is recommended in the main standardization, the chloride penetration resistance cannot be related to the compression strength of concrete. It is concluded that LWAC with less porous aggregates can be highly resistant to chloride attack, being at least as high as that of normal weight concrete (NWC).

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1. Introdução Desde meados do século XX, face às exigências de soluções com menor carga permanente em edifícios de grande porte e pontes de elevado vão, o betão leve tem sido aplicado com sucesso na construção, existindo vários exemplos que demonstram a sua adequada durabilidade [1-3].

Um dos exemplos mais demonstrativos do elevado desempenho evidenciado pelos betões estruturais de agregados leves (BEAL) na construção de pontes é documentado por Vaysburd [4] e Concrete Society [1]. Em 1954, o tabuleiro do vão suspenso da ponte da Baía de Chesapeake em Annapolis, Maryland, foi construído em BEAL e o dos vãos adjacentes em betão de massa volúmica normal (BAN). Após 23 anos, verificou-se uma ótima integridade dos BEAL e elevada deterioração nos BAN. Desse modo, optou-se também por substituir os troços inicialmente fabricados com betão convencional por BEAL. No entanto, ao contrário do que sucede nos betões convencionais, existe ainda um menor conhecimento dos fenómenos que regem a durabilidade dos BEAL. São ainda escassos os trabalhos que abordam de forma abrangente a caracterização do comportamento dos BEAL, tendo em consideração diferentes tipos de agregado e classes de resistência. Por esse motivo, na literatura são reportados resultados aparentemente contraditórios, onde muitas vezes o trabalho de investigação envolve apenas uma gama limitada de composições para um dado tipo de agregado.

Em betões produzidos com pedra-pomes e relação água/cimento (a/c) de 0,45, Hossain e Lachemi [5] reportam aumentos na permeabilidade à água com o incremento da substituição de agregado de massa volúmica normal (AN) por agregado leve (AL). O mesmo é constatado por Teo et al. [6] em BEAL com agregados de palmeira de óleo e a/c entre 0,33 e 0,41. Por sua vez, Ionescu e Ispas [7] com base em vários estudos realizados na Roménia, referem permeabilidades nos BEAL semelhantes às de BAN de igual resistência e inferiores às de BAN de igual composição. Porém, outros autores demonstram que os BEAL podem possuir igual ou menor permeabilidade à água do que os BAN [4, 8-11].

Na durabilidade dos betões, o sistema compósito agregado-pasta deve ser analisado como um todo e não como a soma da contribuição separada destas duas fases [12, 13]. Apesar dos AL apresentarem maior permeabilidade, outros fatores como a proteção providenciada pela pasta, especialmente quando esta é de elevada qualidade [13-15] e a melhor qualidade da zona de transição agregado-pasta geralmente apresentada pelos BEAL [3, 4, 8, 16], contribuem para o bom desempenho dos betões leves. Note-se que para o volume de agregado normalmente presente no betão, existe uma grande probabilidade destas regiões se intercetarem e estabelecerem passagens contínuas para o transporte de substâncias [17].

O menor conhecimento e confiança na utilização dos BEAL, aliado ao seu maior nível de porosidade, conduz a que as medidas de durabilidade tendam a ser mais conservativas para este tipo de betões em alguns documentos normativos [18-20].

Atualmente, ainda não existe uma abordagem normativa para os BEAL, como sucede nos betões normais, em que a principal normalização Europeia e Americana prevê medidas prescritivas para a composição e resistência mínima dos betões, de modo a cumprir um determinado período de vida útil. Apenas em alguns documentos, a durabilidade de BEAL é abordada de forma prescritiva, mas tendo essencialmente por base a resistência mecânica [20, 21].

No presente trabalho é apenas focada a resistência a penetração de cloretos, que é um dos mecanismos de deterioração mais severos no betão [22], sendo responsável por grande parte dos exemplos de corrosão em construções costeiras. Alguns autores sugerem que a resistência à penetração de cloretos nos BEAL tende a ser pelo menos semelhante à evidenciada pelos BAN [13, 23-27].

Em ensaios de migração acelerada, efetuados de acordo com o método proposto pela NT Build 492 [28], em betões com a/c de 0,38 e 28 dias de cura, Liu et al. [25] reporta coeficientes de difusão de 5,2 e 10,4x10-12 m2/s em BEAL de agregados grossos leves de argila expandida e 8,8 x10-12 m2/s em BAN, verificando que a resistência à penetração de cloretos em BEAL é idêntica à dos BAN. Bogas [26] observa coeficientes de difusão aos 28 dias entre 5 e 11 x10-12 m2/s, independentemente do tipo de agregado, para betões com cimento tipo I e relação a/c entre 0,35 e 0,45. Estes resultados indiciam uma maior importância da matriz cimentícia nos fenómenos que controlam a resistência à penetração de cloretos nos BEAL [25, 26].

Alguns trabalhos de investigação têm sido desenvolvidos tendo em consideração a influência da incorporação de adições na durabilidade dos BEAL, embora de forma não sistematizada para diferentes composições e níveis de resistência. Bogas [26] reporta coeficiente de difusão inferiores com a inclusão de cinzas volantes (CZ) como material de adição, fruto do maior refinamento e capacidade de fixação de cloretos. Porém, a substituição de cimento por diferentes percentagens de CZ, em betões de relação água/ligante (a/l) de 0,35, conduziu a maiores coeficientes de difusão aos 28 dias. A tendência inverteu-se aos 365 dias, onde os betões com CZ registam menores coeficientes de difusão do que os betões sem adições. De acordo com o autor, tal deve-se ao maior período de cura destes betões, que permite o maior desenvolvimento das reações pozolânicas.

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Outros autores confirmam que maiores períodos de cura em betões com cinzas conduzem a maiores resistências à penetração de cloretos [29, 30]. Por sua vez, a ação benéfica da sílica de fumo (SF) na resistência à penetração de cloretos, é documentada por vários autores [26, 31, 32], embora existam grandes divergências em relação ao seu nível de contribuição.

Vários autores têm procurado a utilização de ensaios de avaliação das propriedades de transporte para caracterizar de forma indireta a durabilidade do betão [33-40]. Em conjunto com a permeabilidade ao ar, os ensaios de resistividade elétrica [41] e de absorção capilar [36, 42] são usualmente referidos como sendo dos mais adequados para a avaliação da durabilidade do betão, sendo referidas correlações razoáveis com a resistência à penetração de cloretos [41]. Liu [43] reporta razoáveis correlações entre a resistividade elétrica e a resistência à penetração de cloretos em BAN. O ensaio de absorção capilar é um dos ensaios mais utilizados para avaliar a durabilidade devido à sua simplicidade e facilidade de interpretação de resultados [32]. A absorção capilar de vários tipos de BEAL com diferentes composições e tipos de agregados foi analisada por Bogas et al. [12], tendo verificado que ao contrário do que poderia ser esperado, a elevada porosidade dos AL parece ter apenas uma importância secundária nesta propriedade.

Este artigo pretende contribuir para uma melhor caracterização da durabilidade dos BEAL, mais concretamente da sua resistência à penetração de cloretos. Para tal, foi realizado um vasto trabalho experimental que tem em consideração diferentes tipos de ligante e de agregado, envolvendo uma ampla gama de classes de resistência e de massa volúmica. Desse modo, é possível abranger os diferentes tipos de BEAL mais correntemente utilizados. São analisados os principais fatores que podem influenciar a resistência à penetração de cloretos, nomeadamente a relação a/l, o tipo de ligante e de agregado. Os betões foram ainda caracterizados em termos da sua massa volúmica, absorção capilar e resistividade elétrica, procurandose estabelecer relações entre estas propriedades e a resistência à penetração de cloretos. É ainda analisado o desempenho relativo dos BEAL face aos BAN, salientando-se as principais diferenças na abordagem normativa da durabilidade deste tipo de betão.

2. Programa experimental Com o objetivo de se analisarem os BEAL mais correntes, foram definidas diversas composições de modo a abranger diferentes classes de resistência e massa volúmica. Assim, com base numa vasta campanha experimental foram ensaiados diferentes betões produzidos com areia de massa volúmica normal e quatro tipos distintos de agregado grosso leve. Os betões foram produzidos tendo em consideração diferentes relações a/l (0,35 a 0,55) e diferentes tipos de ligante, definidos de acordo com o especificado na norma EN197-1 [44], que incluem percentagens variáveis, em peso, de SF e CZ, nomeadamente: CEM I 42,5R; CEM II/A-D (6% e 9% SF); CEM II/A-V (15% CZ); CEM II/B-V (30% CZ); CEM IV/A (10% SF e 20% CZ); CEM IV/B (10% SF e 40% CZ). Foram também produzidos betões de referência com agregados finos e grossos de massa volúmica normal (AN).

2.1. Materiais Para o presente estudo, foram selecionados quatro tipos de agregado grosso leve: dois tipos de AL de argila expandida de origem nacional, designados por Leca e Argex, sendo a Argex fornecida em duas frações granulométricas distintas (Argex 2-4 e Argex 3-8F); um tipo de agregado de cinzas volantes sinterizadas proveniente de Inglaterra e designado por Lytag; um tipo de agregado de ardósia expandida proveniente dos EUA e designado por Stalite. As principais características destes agregados com porosidades bastante distintas são indicadas na Tabela 1. Para os betões de referência produzidos com agregados grossos de massa volúmica normal, foram selecionadas duas britas calcárias de diferente granulometria (Bago de arroz e Brita 1, Tabela 1). Tanto as duas frações de Argex como as de brita calcária foram posteriormente combinadas de modo a possuírem granulometria idêntica à dos restantes agregados grossos leves (66% Brita 1 e 34% Bago de Arroz; 30% Argex 3-8F e 70% Argex 2-4). Todos os betões foram produzidos com areia natural siliciosa, correspondendo a cerca de 30% de Areia Fina e 70% de Areia Grossa (Tabela 1). Na produção dos betões foi utilizado cimento tipo I 42,5R, CZ de classe F com 13,8% de resíduo no peneiro de 45 µm e índice de reatividade de 84,4%, e ainda SF com 94,3% de SiO2 e de 96,4% de resíduo no peneiro de 45 µm, dado ser fornecida de forma aglomerada. Nas misturas de maior compacidade, foi ainda utilizado um superplastificante de base policarboxilica.

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Tabela 1 - Caracterização dos agregados

2.2. Composição e produção de misturas Tendo em consideração diferentes relações a/l, tipos de agregado e teores e tipos de ligante, foram consideradas as cerca de 74 composições indicadas na Tabela A1 em anexo. A relação a/l apresentada na Tabela A1, corresponde à água efetiva disponível para hidratação. Os betões foram produzidos com 350 l/m3 de agregado grosso. Paralelamente, foram ainda consideradas 3 argamassas e 9 betões de composição semelhante à dos betões produzidos com cimento Tipo I, fazendo apenas variar o volume de agregado grosso, para análise da influência do volume de agregado na resistência à penetração de cloretos.

Os betões foram produzidos numa misturadora de eixo vertical com descarga de fundo. Em geral, os AL foram previamente colocados em água durante cerca de 24 horas de modo a controlar melhor a trabalhabilidade e a água efetiva da mistura.

Em seguida, os agregados foram secos superficialmente com toalhas absorventes e colocados na misturadora com a areia e 50% da água de amassadura. Após dois minutos de mistura, deixou-se repousar durante um minuto, tendo-se adicionado, em seguida, o cimento e parte da restante água e passado mais um minuto, o superplastificante com 10% de água. No total, a mistura durou cerca de sete minutos. Apenas nos betões produzidos com Argex, os agregados foram inseridos na betoneira inicialmente secos e a absorção de água durante a mistura foi estimada tendo em consideração o método sugerido por Bogas et al. [45].

2.3. Preparação dos provetes e métodos de ensaio Para cada mistura, foram produzidos 2 cubos de 100 mm de aresta para determinação da massa volúmica seca, de acordo com a EN 12390-7 [46]; 4 cubos de 150 mm de aresta para determinação resistência à compressão aos 28 dias, de acordo com a EN 12390-3 [47]; 3 espécimes de φ105x50 mm, seccionados de cilindros de 250 mm de altura, para determinação da resistência à penetração de cloretos e outros tantos para determinação da resistividade elétrica; 3 espécimes de φ150x50 mm, seccionados de cilindros de 300 mm de altura para determinação da absorção capilar.

2.3.1 Procedimento de cura e pré-condicionamento dos espécimes Após desmoldagem às 24 horas, os vários espécimes foram sujeitos a pelo menos mais 6 dias de cura húmida. Nos provetes para realização do ensaio de resistência à compressão, a cura húmida foi prolongada até à idade de ensaio (28 dias). No caso do ensaio de absorção capilar, após a cura húmida, os provetes foram colocados em câmara controlada a 22±2ºC e 50±5% de humidade relativa (HR) durante 7 dias, seguido de 13 dias em estufa ventilada a 60ºC, sendo que nos últimos 10 dias os provetes foram embrulhados em papel celofane de modo a evitar trocas de humidade com o exterior. Os espécimes para realização de ensaio de resistividade elétrica foram curados em água até aos 21 dias de idade, sendo posteriormente colocados em câmara controlada a 22±2ºC e 50±5% HR até aos 28 dias de idade. Os espécimes referentes ao ensaio de penetração de cloretos, após cura em água até aos 7 dias de idade, foram colocados em câmara controlada a 22±2ºC e 50±5% HR até aos 28 dias.

2.3.2 Absorção capilar

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O ensaio de absorção capilar foi realizado aos 28 dias de idade, tendo por base a especificação LNEC E393 [48] e o documento TC116-PCD [36]. O ensaio consiste na exposição de uma das extremidades de cada provete a uma lâmina de água com 5±1mm, registando-se a massa dos espécimes aos 10, 20, 30 e 60 minutos e às 3, 6, 24 e 72 horas após o contacto inicial com a água. A absorção de água foi calculada, para cada provete, através da variação de massa ao longo do tempo, tendo o coeficiente de absorção resultado da regressão linear da variação da absorção de água na √tempo, entre os 20 minutos e as 6 horas.

2.3.3 Resistividade elétrica O ensaio de resistividade elétrica foi efetuado aos 28 dias de idade, tendo por base o disposto na Chlortest [41], manual DURAR [49] e na recomendação técnica TC 154-EMC [50]. O ensaio consiste na colocação de uma placa de cobre em cada extremidade do espécime, através das quais se aplica um potencial elétrico de 60V, registando-se a corrente elétrica que atravessa o espécime. Para garantir o contacto das placas de cobre com o espécime, recorreu-se a esponjas humedecidas colocadas entre os mesmos. Antes do ensaio, os provetes foram previamente saturados em água destilada durante 24h. A resistividade elétrica é determinada a partir da Eq. (1), onde ρ representa a resistividade elétrica (Ω.m), I a intensidade de corrente (A), U a voltagem aplicada (V), A a área da extremidade do espécime (m2) e L a altura do espécime (m).

2.3.4 Resistência à penetração de cloretos O ensaio de resistência à penetração de cloretos foi realizado aos 28 dias de idade, de acordo com a norma NTDbuild492 [28]. O ensaio consiste na aplicação de uma diferença de potencial por tempo determinado no provete, forçando a migração de iões cloreto através do betão. De seguida, parte-se o provete em dois, pulverizam-se as secções com solução de nitrato de prata e mede-se a profundidade de penetração a partir do precipitado branco visível de cloreto de prata. O coeficiente de difusão de cloretos (Dcl,RCM) foi calculado a partir da Eq. (2), onde T representa o valor médio da temperatura inicial e final da solução anódica (°C), L a altura do provete (mm), U o valor absoluto da diferença de potencial (V), t a duração do ensaio (horas) e Xd o valor médio da profundidade de penetração (mm).

3. Análise e discussão de resultados Na Tabela A1, em Anexo, indicam-se os valores médios da massa volúmica seca, ρs, resistência à compressão, fcm, a eficiência estrutural (fcm/ρs), o coeficiente de absorção capilar, Cabs, a resistividade elétrica, Res e o coeficiente de difusão de cloretos aos 28 dias de idade, Dcl,RCM, para cada composição.

A resistência à compressão dos BEAL variou entre cerca de 16,9 e 66,8 MPa e a massa volúmica seca entre 1430 e 1890 kg/m3. Desse modo, foi possível abranger uma vasta gama de BEAL correntes enquadrados nas classes de resistência LC12/13 a LC55/60 e de massa volúmica D1,6 a D2,0. Dependendo do tipo de AL e relação a/l, a perda de resistência à compressão dos BEAL face aos BAN de igual composição variou entre cerca de 10 a 63%, sendo essa perda superior nos BEAL de menor relação a/l e com agregados de maior porosidade (Argex). Destaca-se o facto dos agregados de menor porosidade (Stalite) terem permitido a produção de BEAL com resistência semelhante a ligeiramente inferior à dos BAN, e como tal, terem conduzido a betões com níveis de eficiência estrutural (fcm/ρs) geralmente mais elevados, mesmo nas misturas de menor relação a/l. Nos betões com agregados de massa volúmica intermédia, apenas se obtiveram eficiências estruturais maiores às dos BAN para relações a/l superiores a 0,45, no caso do Lytag, e a 0,55, no caso da Leca. O agregado Argex mostrou-se mais adequado para produção de betões de baixa resistência, onde a redução de massa volúmica é um fator condicionante.

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3.1. Absorção capilar Os coeficientes de absorção variaram entre 0,0289 e 0,230 mm/min0,5, que, de acordo com a classificação de Browne [51], abrange desde betões de reduzida a elevada qualidade.

Figura 1: Coeficientes de absorção capilar em misturas CEM I

Figura 2: Coeficiente de absorção versus percentagem de substituição de cimento por CZ

De um modo geral, a absorção capilar parece ser essencialmente afetada pela relação a/l (Figura 1, Tabela A1), dependendo ainda, de forma menos importante, de outros fatores como o tipo de agregado e o tipo de ligante. Como seria previsível, o coeficiente de absorção teve tendência para aumentar com a relação a/l, dado que ocorreu um aumento da porosidade e interconectividade da estrutura porosa da pasta.

A absorção capilar dos BEAL não foi afetada de forma significativa pelo tipo de agregado, exceto nos casos de agregados com elevada porosidade aberta (Argex) ou com ausência de pelicula superficial de maior densidade (Lytag). A participação destes agregados teve tendência para ser mais relevante em betões de maior a/l, não só devido ao aumento da porosidade e interconectividade da estrutura porosa da pasta, mas também devido à menor qualidade da zona de interface agregado-pasta, que permite uma maior acessibilidade do agregado. Assim, a absorção capilar depende fundamentalmente da qualidade da pasta e da zona de interface, o que justifica o desempenho geralmente semelhante dos BEAL face aos BAN (Figura 1). Ou seja, para os teores de humidade a que os betões foram ensaiados, os agregados não deverão ter participado de forma significativa no mecanismo de absorção. Conclusões semelhantes foram obtidas por Bogas et al. [12].

O tipo de ligante exerceu uma influência significativa na absorção, para uma dada relação a/l (Figuras 2-4). A substituição parcial de cimento I 42,5R por CZ provocou um aumento nos coeficientes de absorção capilar (Figura 2), possivelmente devido ao curto período de cura a que os espécimes foram submetidos (6 dias de cura húmida), aliado à modesta pozolanicidade das CZ, bem como à idade de ensaio (28 dias). Para idades mais avançadas, será expectável que o desenvolvimento de reações pozolânicas possa conduzir a melhor desempenho dos betões.

Figura 3: Coeficiente de absorção versus percentagem de substituição de cimento por SF

Figura 4: Coeficiente de absorção de diferentes misturas ternárias com SF e CZ

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De um modo geral, a absorção capilar parece ser essencialmente afetada pela relação a/l (Figura 1, Tabela A1), dependendo ainda, de forma menos importante, de outros fatores como o tipo de agregado e o tipo de ligante. Como seria previsível, o coeficiente de absorção teve tendência para aumentar com a relação a/l, dado que ocorreu um aumento da porosidade e interconectividade da estrutura porosa da pasta.

A absorção capilar dos BEAL não foi afetada de forma significativa pelo tipo de agregado, exceto nos casos de agregados com elevada porosidade aberta (Argex) ou com ausência de pelicula superficial de maior densidade (Lytag). A participação destes agregados teve tendência para ser mais relevante em betões de maior a/l, não só devido ao aumento da porosidade e interconectividade da estrutura porosa da pasta, mas também devido à menor qualidade da zona de interface agregado-pasta, que permite uma maior acessibilidade do agregado. Assim, a absorção capilar depende fundamentalmente da qualidade da pasta e da zona de interface, o que justifica o desempenho geralmente semelhante dos BEAL face aos BAN (Figura 1). Ou seja, para os teores de humidade a que os betões foram ensaiados, os agregados não deverão ter participado de forma significativa no mecanismo de absorção. Conclusões semelhantes foram obtidas por Bogas et al. [12].

O tipo de ligante exerceu uma influência significativa na absorção, para uma dada relação a/l (Figuras 2-4). A substituição parcial de cimento I 42,5R por CZ provocou um aumento nos coeficientes de absorção capilar (Figura 2), possivelmente devido ao curto período de cura a que os espécimes foram submetidos (6 dias de cura húmida), aliado à modesta pozolanicidade das CZ, bem como à idade de ensaio (28 dias). Para idades mais avançadas, será expectável que o desenvolvimento de reações pozolânicas possa conduzir a melhor desempenho dos betões.

Figura 5: Resistividade elétrica em misturas CEM I

Figura 6: Resistividade elétrica versus percentagem de substituição de cimento por SF

Para grandes diferenças introduzidas na microestrutura, tais como variações na relação a/l, observa-se uma alteração correspondente da resistividade elétrica (Figura 5). De facto, betões com relações a/l superiores desenvolvem estruturas mais porosas e interconectadas, facilitando a penetração de água, de elevada condutibilidade elétrica. No entanto, devido à maior variabilidade associada a este tipo de ensaio, torna-se mais difícil avaliar a influência de fatores de importância secundária, como o tipo de agregado. Dos resultados obtidos, não é possível identificar uma tendência clara para a resistividade elétrica em função do tipo de agregado. Porém, em sintonia como os resultados obtidos para a absorção capilar, parece confirmar-se que os betões leves com agregados mais densos (Leca e Stalite) evidenciam desempenho, semelhante a superior ao dos BAN. A maior resistividade elétrica observada nos betões com Argex é parcialmente justificada pelo facto destes agregados não terem sido pré-saturados, conforme sucedeu para os restantes AL (2.2).

Como seria espectável, o tipo de ligante ao afetar as características da pasta, exerceu influência significativa na resistividade elétrica, em especial no caso da adição de SF, em que esta propriedade aumentou de forma importante com o aumento da percentagem de substituição (Figura 6). Verifica-se que a contribuição da SF foi maior para a redução da resistividade do que da absorção capilar. Tal deverá ter resultado do facto de para além da SF, através da sua reatividade pozolânica, proporcionar um maior refinamento da estrutura porosa, atuar também ao nível da composição iónica da solução dos poros, afetando a condutibilidade do sistema [54].

No caso das CZ (Figura 7), associadas a menor reatividade, conforme referido em 3.1, a sua influência foi menos significativa na resistividade elétrica. Ainda assim, é possível observar um desempenho ligeiramente superior para 30% de CZ, o que se pode justificar pela ação adicional na composição da solução dos poros. O maior tempo de cura húmida (21 dias) face aos ensaios de absorção capilar (7 dias) pode também ter contribuído para as diferenças obtidas. Para idades mais avançadas, será expectável que o desenvolvimento das reações pozolânicas possa conduzir ao aumento da resistividade elétrica dos betões com este tipo de adição. As misturas ternárias, essencialmente por conterem SF, exibiram as resistividades elétricas mais elevadas (Figura 8).

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Figura 7: Resistividade elétrica versus percentagem de substituição de cimento por CZ

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Figura 8: Resistividade elétrica de diferentes misturas ternárias com SF e CZ

3.3. Resistência à penetração de cloretos Os coeficientes de difusão de cloretos variaram entre 3,8 x10-12 e 22,8x10-12m2/s, o que, de acordo com Gjorv [55], corresponde a betões com resistência à penetração de cloretos desde muito elevada a reduzida.

Verifica-se que o ensaio de migração foi capaz de distinguir claramente a resistência à penetração de cloretos em betões de diferente relação a/l, tendo sido naturalmente inferior nos betões de maior porosidade e interconetividade da pasta (Figura 9).

Figura 9: Coeficientes de difusão de cloretos em misturas CEM I

Figura 10: Coeficiente de difusão de cloretos versus volume de agregado grosso

Tal como sugerido por outros autores [23-26], confirma-se que o coeficiente de difusão de cloretos não foi afetado significativamente pelo tipo de agregado (Figura 9). A menor influência do tipo de agregado é confirmada na Figura 10, onde se constatam variações pouco significativas do coeficiente de difusão para diferentes volumes de AL, bem como na Figura 9, onde o mesmo pode ser comprovado por comparação com argamassas de características idênticas aos betões em estudo.

Conforme observado para a absorção capilar e resistividade elétrica, apenas nos betões com agregados de porosidade mais acessível (Lytag), existiu um ligeiro aumento do coeficiente de difusão. Verifica-se que essa diferença teve tendência para ser superior nas pastas mais fracas associadas a maior relação a/l (Figura 9) ou maior percentagem de CZ (Figura 12). De facto, é previsível que a acessibilidade dos agregados aumente na presença de pastas mais porosas [13, 26]. Pelos mesmos motivos referidos em 3.1, nomeadamente o menor teor de humidade inicial do agregado, a Argex, apesar de apresentar a porosidade mais elevada (Tabela 1), não participou de forma efetiva na difusão de cloretos.

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Figura 11: Coeficiente de difusão de cloretos versus

Figura 12: Coeficiente de difusão de cloretos versus

porosidade aberta do agregado

percentagem de substituição de cimento por CZ

Na Figura 11, verifica-se ainda que não existe uma relação clara entre o nível de porosidade do agregado e o coeficiente de difusão do betão, conforme seria previsível. Tal justifica-se pelo facto da acessibilidade do agregado não depender apenas da sua porosidade aberta, mas igualmente de outros fatores como a ausência de uma camada exterior mais densa nos agregados de cinzas (Lytag) ou o menor nível de humidade em agregados inicialmente secos antes da mistura (Argex).

Figura 13: Coeficiente de difusão de cloretos versus percentagem de substituição de cimento por SF

Figura 14: Coeficiente de difusão de cloretos de misturas ternárias com SF e CZ

Verifica-se que a difusão de cloretos pode ser significativamente afetada pelo tipo de ligante (Figuras 12-14). O coeficiente de difusão teve tendência para aumentar com a percentagem de substituição de cimento por CZ, possivelmente devido aos mesmos motivos referidos em 3.1, nomeadamente o curto período de cura e a reduzida idade de ensaio (28 dias). Para idades mais avançadas, será expectável que o desenvolvimento de reações pozolânicas possa conduzir a menores coeficientes de difusão de cloretos. O mesmo foi verificado por Thomas [56] e Bogas [26]. Assim, no caso de betões com adições, em especial CZ, faz mais sentido que os ensaios de durabilidade sejam realizados em idades superiores (ex: 90 dias), de modo a ter em consideração a sua real contribuição para a durabilidade do betão.

A substituição parcial de cimento por SF conduziu a uma redução do coeficiente de difusão de cloretos (Figura 13). Tal seria de esperar, tendo em consideração os resultados obtidos na absorção capilar e resistividade elétrica, que indiciam um maior refinamento da microestrutura da pasta. Conclusões semelhantes foram obtidas por Gjorv et al. [57], Bogas [26] e Güneyisi et al. [32]. A maior contribuição da SF na resistência à penetração de cloretos do que na absorção capilar, em especial nos betões de maior a/l, indica que para além do refinamento da porosidade, deverá ocorrer também uma alteração na composição da solução dos poros, conforme sugerido nos resultados de resistividade elétrica.

Nas misturas ternárias (Figura 14), a SF teve uma ação preponderante que permitiu contrariar o efeito adverso das CZ, tendose obtido coeficientes de difusão geralmente inferiores, mesmo para elevadas percentagens de substituição de cimento por CZ (10%SF+40%CZ). Pelos motivos referidos, ocorreu uma menor efetivação das misturas ternárias de maior relação a/l, para as quais está associada uma maior alteração da microestrutura, quando se faz variar o teor de CZ. Na Figura 15, verifica-se que, para uma dada relação a/c, tanto a adição de SF como de CZ contribuíram para a redução do coeficiente de difusão. Em geral, a incorporação de 9% de SF ou 15% de CZ permitiu uma redução média de 46% e 13% no coeficiente de difusão de cloretos, respetivamente.

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Figura 15: Coeficiente de difusão versus relação a/c

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Figura 16: Variação do coeficiente de difusão de cloretos com a relação a/c em misturas CEM I [26,58-61]

Excluindo o caso já referido de betões com Lytag, verifica-se uma correlação elevada (superior a 0,9) entre o coeficiente de difusão, Dcl,RCM e a relação a/l, que é relativamente independente do tipo de agregado. Constata-se que os resultados obtidos são da mesma ordem de grandeza dos reportados por outros autores em ensaios RCM com cimento tipo I (Figura 16).

Porém, face aos restantes autores, observam-se coeficientes de difusão ligeiramente superiores para baixas relações a/c e mais conservativos para relações a/c mais elevadas. Ainda assim, os resultados obtidos permitem concluir que a resistência à penetração de cloretos nos BEAL pode ser razoavelmente traduzida em função da relação a/l, sugerindo-se a sua consideração na abordagem normativa da durabilidade dos BEAL.

3.4. Relação entre ensaios Na Figura 17, verifica-se uma fraca correlação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistência à compressão do betão, identificando-se apenas uma tendência geral para a diminuição do coeficiente de difusão nos betões de maior resistência.

Esta fraca correlação pode ser justificada pelo facto da resistência à penetração de cloretos depender essencialmente da qualidade da pasta, ao contrário do que sucede na resistência à compressão, em que o agregado também exerce uma influência importante. Assim, conclui-se que a durabilidade dos BEAL não deve ser caracterizada em função da resistência mecânica do betão, conforme é usualmente sugerido nos principais documentos normativos [20, 62].

Figura 17: Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistência à compressão

Figura 18: Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a massa volúmica seca

Constata-se também uma fraca correlação com a massa volúmica do betão (Figura 18), o que confirma a influência pouco significativa do agregado na resistência à penetração de cloretos, ou seja, conclui-se que é possível obter betões leves de elevada durabilidade, mesmo tendo em consideração betões com resistência e massa volúmica muito inferior à de betões convencionais de igual composição.

Existe uma correlação fraca entre o coeficiente de difusão e a absorção capilar, quando se tem em consideração vários tipos de betões com diferentes composições, tipos e volumes de ligante e de agregado (Figura 19). Apenas se constata uma tendência natural para o incremento do coeficiente de difusão com o aumento do coeficiente de absorção capilar, dado que ambas as propriedades são afetadas pela estrutura porosa do betão. No entanto, os dois coeficientes traduzem mecanismos

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de transporte diferentes (difusão, absorção capilar) que são afetados de forma distinta por fatores como a humidade e o desenvolvimento da estrutura porosa. Para além disso, conforme observado em 3.2 e 3.3, as adições ao poderem promover alterações na composição da solução, vão afetar de forma diferente o coeficiente de difusão de cloretos e o coeficiente de absorção.

Figura 19: Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos e o coeficiente de absorção

Figura 20: Relação entre o coeficiente de difusão de cloretos e a resistividade elétrica

Verifica-se igualmente uma fraca correlação entre o coeficiente de difusão e a resistividade elétrica (Figura 20). Para tal, deverá ter contribuído a diferença no processo de cura e de pré-condicionamento dos espécimes em ambos os ensaios. O maior período de cura húmida no ensaio de resistividade favorece a efetivação das CZ e os diferentes métodos de pré-saturação dos espécimes em cada um dos ensaios (água destilada; solução de Ca(OH)2) conduz a diferenças na composição iónica da solução dos poros. Refere-se ainda o facto de o ensaio de resistividade elétrica estar associado a elevada variabilidade.

4. Conclusões No presente trabalho foi caracterizada a resistência à penetração de cloretos de betões leves estruturais produzidos com diferentes tipos de agregado e de ligante. Em seguida, resumem-se as principais conclusões obtidas: • Foi possível produzir betões de classe de resistência LC12/13 a LC55/60 e de massa volúmica D1,6 a D2,0.

Dependendo do tipo de agregado e relação a/l, foram abrangidos BEAL desde reduzida a elevada durabilidade, associados a uma ampla gama de coeficientes de difusão entre 3,8 x10-12 e 22,8x10-12 m2/s. Consoante o tipo de agregado, foram atingidos betões leves de elevada a reduzida resistência. Os BEAL com agregados de menor porosidade (Stalite) desenvolveram níveis de eficiência estrutural superiores aos dos BAN, mesmo para baixas relações a/l elevadas. Os betões com agregados mais porosos (Argex) mostraram-se mais adequados para a produção de betões de baixa resistência, onde a redução de massa volúmica é um fator condicionante.

• As propriedades estudadas nomeadamente a absorção capilar, resistividade elétrica e resistência à penetração de cloretos, foram essencialmente afetadas pela qualidade da pasta, com maior relevância para a relação a/l,

seguido do tipo e volume de ligante. Em geral, nestas propriedades, os BEAL demonstraram pelo menos

desempenho semelhante ao dos BAN de igual composição.

• Apenas os BEAL produzidos com AL muito porosos (Argex) ou ausência de pelicula superficial mais densa (Lytag) apresentaram um desempenho inferior.

• A melhor qualidade da zona de interface agregado-pasta deverá ter contribuído para o melhor desempenho por vezes evidenciado pelos BEAL de maior densidade face aos BAN de igual composição.

• A não saturação dos agregados leves, como sucede geralmente na maioria dos casos reais, pode reduzir fortemente a sua participação na penetração de cloretos, mesmo em agregados de elevada porosidade (Argex).

• A substituição parcial de cimento por CZ conduziu a pastas de maior porosidade, resultado do reduzido período de cura e idade de ensaio dos betões analisados. Na resistividade elétrica e resistência à penetração de cloretos houve uma maior contribuição das CZ, que resultou possivelmente de alterações introduzidas na composição iónica da solução dos poros.

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• Garantindo uma adequada dispersão da SF, conclui-se que, mesmo em idades jovens, esta adição é efetiva no refinamento da microestrutura da pasta. Em geral, o melhor desempenho foi atingido para percentagens de substituição de 9% de cimento por SF nos betões convencionais e BEAL de maior densidade (Stalite), associados a pastas de menor relação a/l.

• As misturas ternárias desenvolveram desempenhos, em geral, intermédios dos obtidos nos betões com apenas um tipo de adição. A SF apresentou um papel preponderante no desempenho deste tipo de misturas, compensando a menor eficiência inicial das CZ. • Os ensaios de absorção capilar e de resistividade elétrica foram capazes de distinguir betões de durabilidade bastante distintas, associados a diferenças na relação a/l e tipo de ligante. Para variações menos importantes na estrutura porosa dos betões, a interpretação do ensaio de resistividade elétrica foi dificultada pela elevada

variabilidade do próprio ensaio.

• A resistividade elétrica foi fortemente beneficiada pela incorporação de adições nas misturas, em especial SF, com influência na porosidade e composição iónica da estrutura porosa da pasta.

• Foi possível definir uma relação exponencial de elevada correlação entre o coeficiente de difusão e a relação a/c, que se mostrou independente do tipo de agregado.

• Conclui-se que, ao contrário da filosofia usualmente seguida na normalização, a durabilidade dos BEAL não deve ser caracterizada em função da resistência à compressão.

• Verifica-se uma fraca correlação entre a resistência à penetração de cloretos e os ensaios de capilaridade ou de resistividade elétrica. Diferenças nos mecanismos de transporte, nos processos de cura e teor de água do betão e no efeito da composição iónica da solução dos poros, bem como a variabilidade dos resultados, são algumas razões que justificam a fraca correlação entre os ensaios. Assim, deve-se considerar com precaução a utilização do ensaio de capilaridade ou resistividade elétrica para prever de forma indireta a resistência à penetração de cloretos do betão.

No entanto, os ensaios foram capazes de distinguir da mesma forma os betões de menor desempenho associados a pastas de maior porosidade.

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

6. Referências [1] ConcreteSociety. “A review of the international use of lightweight concrete in highway bridges”. K.D. Raithby, F.D. Lydon.

Concrete society Technical report nº 20, 1981, 15p.

[2] Holm, T.A.; Bemner, T.W.; Newman, J.B. “Lightweight aggregate concrete subjected to severe weathering”. ACI concrete International, 6 (6), 1984, pp. 49-54.

[3] Holm, T. A.; Bremner, T. W. “State-of-the-art report on high-strength, high-durability structural low-density concrete for applications in severe marine environments”. US Army Corps of Engineers, Structural Laboratory, ERDC/SL TR-00-3, 2000, 104 p.

[4] Vaysburd, A.M. “Durability of Lightweight Concrete Bridge In Severe Environments.” Concrete International, Volume 18, 1996, pp. 33-38.

[5] Hossain, K. M. A.; Lachemi, M. “Mixture Design, Strength, Durability, and Fire Resistance of Lightweight Pumice Concrete”.

ACI Materials Journal, Volume 104, 2007, pp. 449-457.

REVISTA INTERNACIONAL

22

Nº 37 - DEZ 2015 VOL. 13

ISSN 1645-5576

[6] Teo, D.C.L.; Mannan, M.A.; Kurian, V.J.; Ganapathy, C. “Lightweight concrete made from oil palm shell (OPS): Structural bond and durability properties.” Building and Environment, Volume 42, Issue 7, 2007, pp. 2614-2621.

[7] Ionescu, I.; Ispas, T. “Properties and operating behaviour of some light concrete structures”. Second International

Symposium on structural lightweight aggregate concrete, 18-22 June . Kristiansand, Norway, Editors: S. Helland et al, 2000, pp. 904-911.

[8] Zhang, M. H.; Gjorv, O. E. “Permeability of high strength lightweight concrete”. ACI Materials Journal, Volume 88, nº2, 1991, pp. 463-469.

[9] Nishi, S.; Sone, A.; Oshio, T.; Shirokuni, S. “Watertightness of concrete against sea water.” Journal of the Central Research Lab., Onada Cement Co., Tokyo, Vol. 32, No. 104, 1980, pp. 40-53.

[10] Bamforth, P. B. “The properties of high strength lightweight concrete”. Concrete, 21 (4), 1987, pp. 8-9.

[11] Bremner, T.W.; Holm, T.A.; McInerney, J.M. “Influence of compressive stress on the permeability of concrete.” Structural Lightweight aggregate concrete performance, ACI SP-136. Editors Thomas A.Holm and Alexander M. Vaysburd, 1992, pp. 345-356.

[12] Bogas, J.A.; Gomes, M.G.; Real, S. “Capillary absorption of structural lightweight aggregate concrete”. Materials and Structures, 2014. DOI: 10.1617/s11527-014-0364-x.

[13] EuroLightConR2. “LWAC Material Properties, State-of-the-Art”. European Union – Brite EuRam III, BE96-3942/R2, 1998, 111p.

[14] Newman, J.B. “Properties of structural lightweight aggregate concrete”. In Structural Lightweight Aggregate Concrete, by J.L.Clarke, pp 19-44. Chapman & Hall, 1993.

[15] Bai, Y.; Ibrahim, R.; Basheer, P.A.M. “Properties of Lightweight Concrete Manufactured with Fly Ash, Furnace Bottom Ash, and Lytag”. Intern. Workshop on Sustainable Development and Concrete Technology, May 20–21. Beijing, 2004, pp. 77-88.

[16] Hammer, T.A.; Hansen, E.A. “Water permeability of LWAC.” Second International Symposium on structural lightweight aggregate concrete, 18-22 June. Kristiansand, Norway: Editors: S.Helland et al, 2000, pp. 562-573.

[17] Garboczi, E.J. “Microstructure and transport properties of concrete.” In Rilem Report 12 – Performance Criteria for Concrete Durability, de Edited by J. Kropp and H. K. Hilsdorf, pp 198-212. State of the art report by rilem technical committee TC 116-PCD. Performance of concrete as a criterion of its durability. E&FN Spon, 1995.

[18] BS 5400-4. “Steel, concrete and composite bridges – Code of practice for design of concrete bridges”. British Standards Institution, 1990.

[19] BS 8110-1. “Structural use of concrete: Part1 - Code of practice for design and construction”. British Standards Institution, 1997, 168p.

[20] EN 1992-1-1. Eurocode 2: Design of concrete concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings.

European Committee for standardization CEN, 2004, 225p.

[21] LNEC E464. “Concrete. Prescriptive methodology for a design working life of 50 years under the environmental exposure”. MOPTC – Laboratório Nacional de Engenharia Civil – Portugal, Lisboa, portuguese version, 2005, 14p.

[22] Mehta, P. K.; Monteiro, P. J. M. “Concrete. Microstructure, properties and materials”. 3th ed., Mc Graw Hil, 2006.

[23] Chia K. S.; Zhang M. “Water permeability and chloride penetrability of high-strength lightweight aggregate concrete”, Cement and Concrete Research, Volume 32, 2002, pp. 639-645.

[24] Kayali, O.; Zhu, B. “Chloride induced reinforcement corrosion in lightweight aggregate high- strength fly ash concrete”.

Construction and Building Materials, Volume 19, 2004, pp. 327-336.

[25] Liu, X.; Chia, K. S.; Zhang, M. “Development of lightweight concrete with high resistance to water and chloride-ion penetration”, Cement & Concrete Composites, Volume 32, 2010, pp. 757-766.

[26] Bogas, J.A. “Characterization of structural lightweight expanded clay aggregate concrete (in Portuguese)”. PhD thesis in Civil Engineering. Technical University of Lisbon, Instituto Superior Técnico, Lisbon, 2011.

REVISTA INTERNACIONAL

23

Nº 37 - DEZ 2015 VOL. 13

ISSN 1645-5576

[27] Chandra, S.; Berntsson, L. “Lightweight aggregate concrete. Science, technology and applications”. Noyes publications – Wiliam Andrew Publishing, USA, 2003.

[28] NTBUILD492. “Concrete, Mortar and Cement Based Repair Materials: Chloride Migration coefficient from Non-steady State Migration Experiments.” Nordtest 492, Finland, 1999.

[29] EuroLightConR3. “Chloride penetration into concrete with lightweight aggregates”. European Union – Brite EuRam III, BE96-3942/R3, 1999, 120p.

[30] Haque, M. N.; Al- Khaiat, H.; Kayali, O. “Strength and durability of lightweight concrete”. Cement & Concrete Composites, Volume 26, 2002, pp. 307-314.

[31] Kockal, N. U.; Ozturan, T. “Durability of lightweight concretes with lightweight fly ash aggregates”, Construction and Building Materials, Volume 25, 2010, pp. 1430-1438.

[32] Güneyisi, E.; Gesoglu, M.; Pürsünlü, Ö.; Mermedas, K. “Durability aspects of concretes composed of cold bonded and sintered fly ash lightweight aggregates”. Composites: Part B, Volume 53, 2013, pp. 258-266.

[33] Balayssac, J.P., Ch. H. Detriche, e N. Diafat. “Influence de la duree de cure humide sur les caracteristiques du beton de peau”. Materials and structures, Volume 31, 1998, pp. 325-328.

[34] Parrott, L.J. “Water absorption in cover concrete”. Materials and structures, Volume 25, nº 5, 1992, pp.284-292.

[35] Wirquin, E.; Hadjieva-Zaharieva, R.; Buyle-Bodin, F. “Utilisation de l’absorption d’eau des bétons comme critères de leur durabilité – Application aux bétons de granulats recyclés”. Materials and Structures, 33, 2000, pp. 403-408.

[36] TC116-PCD. “Rilem TC 116-PCD: Permeability of concrete as a criterion of its durability. Recomendations. Tests for gas permeability of concrete, determination of the capillary absorption of water of hardened concrete”. Materials and Structures, Volume 32, 1999, pp. 174-179.

[37] Odriozola, M.A.B.; Gutiérrez, P.A. “Comparative study of different test method for reinforced concrete durability assessment in marine environment”. Materials and Structures, Volume 41, 2008, pp. 527–541.

[38] Romer, M. “Comparative test – Part I – comparative test of penetrability methods. Recommendation of RILEM TC 189- NEC: non-destructive evaluation of the concrete cover”. Materials and Structures, Volume 38, 2005, pp. 895-906.

[39] Kropp, J. “Relations between transport characteristics and durability”. In Rilem Report 12 – Performance Criteria

for Concrete Durability, de Edited by J. Kropp and H. K. Hilsdorf, pp. 97-137. State of the art report by rilem technical committee TC 116-PCD, Performance of concrete as a criterion of its durability. E&FN Spon., 1995.

[40] Dinku, A.; Reinhardt, H.W. “Gas permeability coefficient of cover concrete as a performance control”. Materials and Structures, Volume 30, 1997, pp. 387–393.

[41] Chlortest. “Guideline for practical use of methods for testing the resistance of concrete to chloride ingress”.

Chlortest - EU funded research project under 5 FP growth programme. Resistance of concrete to chloride ingress from tests to in-field performance. Prepared by Tang Luping, 2005, 271p.

[42] Duracon. “Effect of the marine environment on reinforced concrete durability in Iberoamerican countries: DURACON project/CYTED”. Corrosion Science, Volume 49, Issue 7, 2007, pp. 2832-2843.

[43] Liu, Y. “Accelerated curing of concrete with high volume pozzolans resistivity, diffusivity and compressive strength”. Ph.D. dissertation, Florida Atlantic University, USA; 2012.

[44] EN197-1. “Cement – Part 1: Composition, specifications and conformity criteria for common cements”. European Committee for standardization CEN, english version, 2011, 38p.

[45] Bogas, J.A.; Gomes, A.; Gomes, M.G. “Estimation of water absorbed by expanding clay aggregates during structural lightweight concrete production”. Materials and Structures, Volume 45, nº10, 2012, pp. 1565-1576.

[46] EN 12390-7. “Testing hardened concrete. Density of hardened concrete”. CEN, 2009, 12p.

[47] EN 12390-3. “Testing hardened concrete. Compressive strength of test specimens”. CEN, 2009, 19p.

[48] LNEC E393. “Concrete. Determination of the absorption of water through capillarity”. MOPTC – Laboratório Nacional de Engenharia Civil – Portugal, Lisboa, portuguese version, 1993, 2p.

REVISTA INTERNACIONAL

24

Nº 37 - DEZ 2015 VOL. 13

ISSN 1645-5576

[49] DURAR – “Thematic network XV. B durability of rebars, Manual for inspecting, evaluating and diagnosing corrosion in reinforced concrete structures”. CYTED, Ibero-American Program Science and Technology for Development, Subprogram XV, Corrosion/Enviromental Impact on Materials, ISBN: 980-296-541-3, 2000, 204 p.

[50] TC 154-EMC. “Rilem TC 154-EMC: electrochemical techniques for measuring metallic corrosion, technical

recommendation. Test methods for on-site measurement of resistivity of concrete”. Materials and Structures, Volume 33, 2000, pp. 603-611.

[51] Browne, R.D. “Field investigations. Site & laboratory tests; maintenance, repair and rehabilitation of concrete structures – CEEC”. Lisbon, 1991.

[52] CEB192. “Diagnosis and assessment of concrete structures”. Comite Euro-international du béton (CEB). Bulletin dínformation nº192. 1989.

[53] Andrade, C.; D’Andrea, R.; Rebolledo, N. “Chloride ion penetration in concrete: The reaction factor in the electrical resistivity model”. Cement and Concrete Composites, Volume 47, 2014, pp. 41-46.

[54] Wee, T. H.; Suryavanshi, A.K.; Tin, S.S. “Evaluation of Rapid Chloride Permeability Test (RCPT) - Results for Concrete Containing Mineral Admixtures”. ACI Materials Journal, Volume 97, 2000, pp. 221-23.

[55] Gjørv, O.E. “Performance and serviceability of concrete structures in the marine environment.” Proceedings, Odd E. Gjørv Symposium on Concrete for Marine tructures, CANMET/ACI. Ed. by P.K. Mehta, 1996. pp. 259-279.

[56] Thomas, M.D.A. “Chloride diffusion in high-performance lightweight aggregate concrete”. Theodore Bremner

Symposium on High-performance Lightweight Concrete as a part of the sixth CANMET/ACI international conference on durability of concrete, June. Greece: Edited by John Ries and Thomas Holm, 2003, pp. 77-94.

[57] Gjørv, O.E.; Tan, K.; Zhang, M.H. “Diffusivity of chlorides from seawater into high-strength lightweight concrete”. ACI materials journal, 91 (5), M44, 1994, pp. 447-452.

[58] fib34. “bulletin 34 - Model code for service life design.” Lausanne: Prepared by CEB/FIP Working Group 5.6 on Lightweight Aggregate Concrete. FIB – Féderation internationale du béton, 2006.

[59] Silva, P. “Evaluation of the durability of self compacting concrete (SCC) (in Portuguese)”. PhD thesis in Civil Engineering.

Technical University of Lisbon, Instituto Superior Técnico, Lisbon, 2013.

[60] Liu, X.; Chia, K. S.; Zhang, M. “Water absorption, permeability and resistance to chloride-ion penetration of lightweight aggregate concrete”. Construction and Building Materials, Volume 25, 2011, pp. 335-343.

[61] Gomes, T. “Structural lightweight concrete produced with slag from São Miguel’s island (in Portuguese)” Master’s thesis in Civil Engineering. Technical University of Lisbon, Instituto Superior Técnico, Lisbon, 2014.

[62] EN 206-1. “Concrete – Part 1: Specification, performance, production and conformity”. CEN, 2000, 84p.

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7. Anexos Tabela A1 – Composição das misturas e resultados de ensaios realizados

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Tabela A1 – Composição das misturas e resultados de ensaios realizados (continuação)

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Tabela A1 – Composição das misturas e resultados de ensaios realizados (continuação)

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DETECÇÃO DE ANOMALIAS EM IMPERMEABILIZAÇÕES DE COBERTURAS EM TERRAÇO ATRAVÉS DA TERMOGRAFIA DE INFRAVERMELHOS ANA MELRINHO Engenheira Civil (FCT NOVA) Caparica

LUIS MATIAS Investigador Auxiliar (LNEC) Lisboa

PAULINA FARIA Professora Associada (CERIS ,ICIST , FCT NOVA) Caparica

SUMÁRIO

ABSTRACT

Em Portugal a execução de coberturas planas é muito corrente. No entanto, apesar das evoluções positivas que, nas últimas décadas, este tipo de coberturas tem tido a nível de materiais e soluções construtivas, continuam a surgir anomalias associadas à impermeabilização que resultam, em geral, em infiltrações de água através da cobertura. Para detectar precocemente estas anomalias desenvolveu-se uma metodologia de análise não destrutiva através da utilização de termografia de infravermelhos (TIV).

In Portugal, the application of flat roofs is very common. However, despite the positive developments throughout time, to the level of materials and design solutions, anomalies associated with waterproof-ing still emerge, usually resulting in water inlet through the roof. For early detection of these anomalies a non-destructive method of analysis by infrared thermography (IRT) was developed.

A metodologia permite, através da medição da radiação emitida pela superfície da cobertura, identificar heterogeneidades de temperatura que podem resultar da presença de espaços de ar e/ou água sob o sistema de revestimento da impermeabilização. Neste artigo apresentam-se os principais resultados obtidos no âmbito desta investigação, que permitiram comprovar a sensibilidade do método da TIV na detecção e mapeamento das anomalias no sistema de impermeabilização de coberturas planas.

By measuring the radiation emitted by the flat roof surface and the resulting representation of superficial temperatures distribution, this test method allows to identify the heterogeneity of the temperatures that can result from the presence of air spaces or water under the waterproofing coating system. This paper presents the main results obtained, confirming the sensitivity of the IRT method for the detection and mapping of anomalies in flat roofs.

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1. Introdução Os materiais de origem betuminosa foram, ao longo do tempo, aplicados frequentemente como camada de impermeabilização de coberturas em terraço. Embora existam no mercado sistemas de impermeabilização aplicados in situ, continuam a ser os materiais prefabricados na forma de membranas os que mais se utilizam neste tipo de soluções [1]. Entre estes, os sistemas de impermeabilização com base em membranas de betume polímero são os mais frequentemente encontrados em edifícios existentes. No entanto, apesar do aparecimento de novos produtos e das melhorias técnicas ao nível das soluções construtivas, continuam a surgir anomalias que não permitem um correcto desempenho das coberturas planas, principalmente ao nível do revestimento de impermeabilização.

Pretende-se avaliar em que medida a detecção de anomalias, nomeadamente a existência de água e/ou ar entre a impermeabilização e o suporte, pode ser realizada através de métodos não destrutivos, como é o caso da termografia de infravermelhos (TIV). Através deste método é possível medir a radiação emitida pela superfície da membrana de impermeabilização, obtendo-se um mapeamento de temperaturas superficiais. Após a análise da imagem termográfica obtida com a câmara, as anomalias presentes na impermeabilização são identificáveis através das heterogeneidades de temperatura.

Numa primeira fase, e devido à complexidade da aplicação do método in situ, foram realizados ensaios em laboratório. Num dos provetes houve o cuidado de deixar zonas aderentes e zonas descoladas, para que fosse possível a identificação de anomalias através da termografia de infravermelhos.

Numa segunda fase, o método termográfico foi aplicado in situ, em dois provetes expostos no exterior e em coberturas reais, de forma a validar o estudo realizado em laboratório. À semelhança dos provetes ensaiados em laboratório, os provetes ensaiados in situ (de maior dimensão) foram preparados com anomalias controladas, sendo neste caso os ensaios realizados em condições reais de exposição.

2. Fundamentação Teórica 2.1. Radiação: princípios físicos A radiação electromagnética pode ser representada na forma de espectro, também designado de espectro electromagnético.

A componente da radiação electromagnética mais importante na análise em edifícios é designada por radiação térmica, uma zona limitada do espectro electromagnético que varia entre 0.1μm e os 100μm [2]. Nesta gama incluem-se: • Uma pequena parte da radiação ultravioleta, de 0.1μm a 0.4μm.

• A radiação visível, de 0.4μm a 0.78μm.

• Uma grande parte da radiação infravermelha, de 0.78μm a 100 μm.

A radiação infravermelha, que resulta do aumento da agitação térmica de partículas atómicas por aquecimento, é detectável através de câmaras termográficas e pode ser dividida em três gamas distintas [3]: • Infravermelhos próximos (NIR), de 0.78μm a 1.5μm.

• Infravermelhos médios (MIR), de 1.5μm a 20 μm.

• Infravermelhos distantes (FIR), de 20μm a 1000 μm.

Actualmente, a radiação infravermelha pode ser medida através de equipamentos como termómetros pontuais de infravermelhos, scanners de linha e câmaras termográficas [4]. Foi este último equipamento o utilizado no presente estudo.

A gama espectral de medição da câmara utilizada (ThermaCAM P640 da FLIR Systems) é de 7.5μm a 13μm , sendo a mais adequada e precisa na análise termográfica de edifícios [5].

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2.2. TIV: Técnica não destrutiva 2.2.1. Termografia activa e passiva A termografia de infravermelhos permite, para além da avaliação do desempenho térmico dos edifícios (utilização mais usual no sector da engenharia civil), a detecção e a identificação de anomalias na envolvente do edifício. Para que seja possível realizar este tipo de ensaios não destrutivos é necessário existir um fluxo térmico através do elemento em análise, resultante de uma diferença de temperatura entre o interior e o exterior ou gerado por uma fonte de calor. Para garantir a existência do fluxo térmico referido podem ser utilizados dois métodos de aquecimento: método passivo e método activo [6].

No método passivo, ou termografia passiva, o fluxo térmico é gerado apenas pelo diferencial de temperatura existente entre o ambiente exterior e o ambiente interior do edifício. Recomenda-se que esse diferencial de temperatura entre ambientes seja sempre superior a 10ºC [4].

No método activo, ou termografia activa, o aquecimento do elemento em estudo é realizado através de um fluxo térmico imposto, naturalmente, através da incidência da radiação solar, ou artificialmente, utilizando lâmpadas ou outros tipo de dispositivos que provoquem aquecimento (ópticos ou mecânicos). O fluxo térmico artificial pode ser conseguido de diversas formas [7]: • Termografia de impulso.

• Aquecimento contínuo.

• Termografia modulada.

• Termografia pulsada de fase.

• Termografia por vibração.

O método de aquecimento adoptado no presente estudo em laboratório, para aquecimento dos provetes em análise, foi semelhante à termografia de impulso. Este método de aquecimento utiliza um impulso de energia térmica para aquecimento da superfície e, posteriormente, permite a monitorização do abaixamento da temperatura através da câmara de termografia.

No entanto, a temperatura à superfície do material altera-se rapidamente depois da perturbação térmica inicial. Este fenómeno resulta da propagação da frente térmica, por difusão, para o interior do elemento construtivo e das perdas associadas ao processo (perdas por convexão e radiação). Quando existe uma anomalia, esta provoca uma alteração na taxa de difusão da frente térmica, originando temperaturas distintas entre a zona da anomalia e a sua envolvente.

2.2.2. Vantagens e limitações da TIV Qualquer método de ensaio tem os seus pontos fortes e os seus pontos fracos. O método de análise não destrutivo através da termografia de infravermelhos não é uma excepção à regra.

Podem citar-se as seguintes vantagens ao adoptar o método não destrutivo da TIV [7]: • Inspecção rápida.

• Técnica adequada para inspecção de grandes superfícies.

• Não existe contacto com a superfície.

• Ensaio seguro para o técnico que realiza, uma vez que a radiação envolvida no processo não é prejudicial à saúde.

• Em geral, os resultados são fáceis de interpretar por técnicos com conhecimentos básicos de física.

• Possibilidade de grande variedade de aplicações em edifícios; detecção de anomalias, detecção de infiltrações e pontes térmicas, detecção da rede de drenagem de águas residuais, detecção da rede de abastecimento de água quente.

• Análise efectuada em tempo real.

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No entanto, este método também apresenta algumas limitações [7]: • Dificuldade em obter aquecimento uniforme de grandes superfícies.

• As trocas térmicas por radiação e por convexão podem alterar a temperatura superficial do elemento, dificultando a análise dos resultados.

• Custo elevado do equipamento.

• O equipamento necessita de um diferencial significativo de temperatura entre a superfície do material e a temperatura ambiente para conseguir detectar anomalias.

• Dificuldade em detectar anomalias muito profundas se não existir a imposição de um fluxo de calor intenso.

• A técnica é influenciada pelas variações de emitância do material, pela reflectância da superfície, pelas condições atmosféricas e pelo sombreamento originado por obstáculos próximos; daí que seja de extrema importância a análise prévia da variação do sol ao longo do dia (no local da inspecção).

2.2.3 Factores que influenciam a medição da radiação emitida Apesar da TIV ser um método relativamente simples, cujos resultados podem ser interpretados com alguma facilidade, há que ter especial atenção aos factores que influenciam este tipo de medição. Antes do início de qualquer inspecção esses factores devem ser tidos em conta, de forma a não se realizarem análises incorrectas. É bastante frequente confundir a existência de anomalias no elemento em análise com alterações das temperaturas superficiais, originadas por factores externos. Essas alterações podem ser provocadas por diversos factores, tais como sombreamento, reflexão provocada por outras superfícies, diferentes tipos de acabamentos, condições atmosféricas variáveis, e também por parâmetros que são introduzidos ou inerentes à câmara de termografia (emitância, temperatura reflectida, temperatura ambiente, distância ao elemento em análise, etc.).

A emitância de um material varia com a temperatura, com o comprimento de onda, e com a direcção da radiação emitida (variando, assim, com o ângulo de observação). Por esse motivo, em superfícies planas, o ângulo de observação adoptado para a câmara termográfica também pode originar alterações nas temperaturas superficiais obtidas. De acordo com J. Hart [8], a variação da emitância para os não metais é quase nula quando se adoptam ângulos de observação entre os 0º e os 60º com a normal à superfície (Figura 1).

Figura 1: Variação da emitância de alguns não metais com o ângulo de observação [8].

2.2.4 Propriedades térmicas dos materiais A detecção de anomalias através do método da TIV vai focar-se, no presente trabalho, na detecção de água e ar sob o sistema de revestimento da impermeabilização. Para a detecção dessas anomalias é necessário, em primeiro lugar, compreender quais as características que influenciam o comportamento desses materiais quando sujeitos a solicitações de energia térmica.

A inércia térmica caracteriza a resistência do material em estudo face à alteração do seu estado termodinâmico. Esta propriedade relaciona-se com a capacidade que o material tem em armazenar calor. Assim, quanto maior for a inércia térmica, mais facilmente o material absorve a energia a que está sujeito sem que exista grande variação do seu estado termodinâmico [9] (Tabela 1). As principais propriedades térmicas relacionadas com a inércia térmica são o calor específico, cp, a condutibilidade térmica, λ, a massa volúmica, ρ, a difusividade térmica, a, e a efusividade térmica, b. As duas últimas propriedades referidas permitem a análise da inércia térmica em regime não-estacionário [10].

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Tabela 1 - Calor específico e inércia térmica da água e do ar [11] [12].

3. Procedimentos experimentais 3.1. Considerações iniciais Para que se conseguisse uma aplicação do método da TIV adequada, tanto em laboratório como in situ, consideraram-se vários factores antecipadamente, nomeadamente as condições ambientes, o tipo de aquecimento dos provetes, assim como a garantia da perpendicularidade e a distância ideal entre a câmara termográfica e os provetes em estudo, de forma a minimizar erros de leitura daí resultantes.

A medição das condições ambientes, tanto em laboratório como in situ, foi obtida através de um termo-higrómetro HygroLog Digital. Este equipamento permitiu medir de forma rápida, e com exactidão (±1.0% HR/ ± 0.2ºC), a temperatura e a humidade relativa do ar, parâmetros a introduzir na câmara de termografia antes de qualquer registo.

Para a câmara de termografia conseguir detectar as anomalias no elemento em estudo é necessário um diferencial de temperatura significativo, entre a superfície desse elemento e a temperatura ambiente. Tanto em laboratório como in situ, esse diferencial térmico foi conseguido através de métodos activos. Em laboratório o aquecimento dos provetes foi alcançado artificialmente através de uma placa de aquecimento. Para garantir um fluxo de calor adequado para a detecção das anomalias, os provetes em estudo foram aquecidos durante um período de 30 minutos (intervalo de tempo estimado após vários testes com o equipamento), procedendo-se à medição com a câmara de termografia logo após ser retirada a placa de aquecimento.

Nos ensaios dos provetes e das coberturas exteriores, foi o fluxo de calor imposto pelo Sol que permitiu garantir o diferencial térmico necessário à detecção de anomalias, ou seja, o aquecimento das superfícies avaliadas foi conseguido de forma natural.

No exterior, para que fossem obtidas imagens termográficas de qualidade, foi evitado o contacto directo entre a câmara de termografia e a radiação solar. A protecção da câmara foi conseguida através de um guarda-sol.

Por fim, também houve o cuidado de garantir que a câmara termográfica mantinha a perpendicularidade e a distância em relação à superfície a analisar. Desta forma, os erros resultantes da alteração do ângulo de observação, como se mencionou no ponto 2.2.3, foram minimizados. A perpendicularidade e a distância (aproximadamente 2 m) entre a superfície a analisar e a câmara foi conseguida através da utilização de um suporte metálico (Figura 2), construído propositadamente para o efeito.

Figura 2: Suporte metálico utilizado para garantir a perpendicularidade entre a câmara termográfica e a superfície a inspeccionar [6].

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3.2. Ensaios em laboratório Para a realização dos ensaios em laboratório prepararam-se dois provetes: um deles com anomalias provocadas e um outro sem qualquer tipo de anomalia. Estes provetes resultaram da aplicação de membranas de betume polímero - que, tal como referido anteriormente, são as mais frequentes em coberturas planas existentes em Portugal – sobre a face de duas lajetas térmicas de betão. Os provetes em estudo apresentam dimensões superficiais de 0.60m x 0.60m.

Para provocar as anomalias (empolamentos e humidade) no provete adoptaram-se dois procedimentos distintos. Para garantir a existência de espaços de ar, entre a membrana de impermeabilização e o suporte, durante a elaboração dos provetes com anomalias deixaram-se duas áreas laterais da membrana sem qualquer tipo de aderência ao suporte e uma zona central com aderência total. O segundo procedimento, para garantir a existência de água sob o revestimento de impermeabilização, só foi adoptado após terem sido realizadas todas as termografias correspondentes à detecção de empolamentos e consistiu na injecção de água em alguns espaços de ar.

Durante os ensaios foi necessário realizar o aquecimento dos provetes previamente, como se mencionou no ponto 3.1. Esse aquecimento foi realizado com contacto da placa quente ao suporte (aquecimento por condução) .

No ponto 2.2.3 foi referido que, para os materiais não metais, a variação da emitância era quase nula quando se adoptavam ângulos de observação entre os 0º e os 60º com a perpendicular ao provete. Apesar de ter sido construído um suporte metálico para reduzir os erros associados à alteração do ângulo de observação, o transporte deste utensílio para posteriores análises in situ não seria fácil (devido às suas dimensões e ao peso). Por este motivo, avaliou-se em laboratório os erros associados à alteração do ângulo de observação. Para o efeito, realizaram-se também medições da temperatura superficial ao longo do tempo, com a câmara posicionada a 60º com a normal à superfície do provete (para além das realizadas com a câmara na perpendicular utilizando o suporte metálico). Para que se conseguisse colocar a câmara aproximadamente a 60º com a normal à superfície foi utilizado um cabo extensível, que permitia a rotação da base de apoio, e um transferidor.

3.3. Ensaios in situ com anomalias controladas Os dois provetes utilizados nos ensaios exteriores foram provetes que tinham sido previamente sujeitos a ensaios de resistência à sucção do vento, realizados na Unidade de Revestimentos de Coberturas (URC) do LNEC. Estes provetes foram selecionados por apresentarem bastantes anomalias conhecidas, resultantes do ensaio anterior, e retratarem muito aproximadamente uma aplicação à escala real. Os ensaios exteriores, ao contrário do estudo em laboratório, realizaram-se em condições ambientes variáveis. Face às dimensões (1.98m x 1.98m) foi necessária a construção de uma grelha, delimitada por fita de alumínio, para facilitar a inspecção termográfica. A utilização da fita de alumínio limitou áreas rectangulares detectáveis com a câmara de termografia.

4. Análise e discussão de resultados 4.1. Ensaios em laboratório 4.1.1 Detecção de empolamentos Após se ter retirado a placa quente, que permitiu o aquecimento do provete por contacto, verifica-se que as zonas onde se encontram as bolsas de ar atingem temperaturas mais elevadas do que a zona aderente envolvente, com cerca de 1.5ºC de diferença (Figura 3).

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Figura 3: Termogramas obtidos após a retirada da placa de aquecimento. a) termograma obtido aos 0 minutos e b) termograma obtido após 6 minutos de arrefecimento [6].

Após o aquecimento com a placa quente, foram realizadas termografias com um espaçamento temporal de 2 minutos, de forma a acompanhar o comportamento das zonas onde se encontravam os espaços de ar. Com a definição de alguns pontos em comum, entre os vários termogramas, foi possível traçar o gráfico da Figura 4.

Pode verificar-se na Figura 4 que inicialmente, aos 0 minutos, as zonas de empolamentos se encontram mais quentes que as zonas aderentes. No entanto, após um intervalo de tempo relativamente pequeno (cerca de 2 minutos após a retirada da placa quente) o comportamento inverte-se, passando as zonas aderentes a ter uma temperatura mais elevada.

Figura 4: Diferencial de temperaturas entre a zona aderente e as zonas de empolamentos ao longo do período de arrefecimento [6].

Nesses locais existe uma pequena lâmina de ar entre o revestimento de impermeabilização e o suporte. Essa lâmina de ar faz com que exista uma descontinuidade e, por esse motivo, a temperatura superficial nas zonas de empolamento é condicionada apenas pelo comportamento do ar aí existente. Como o ar apresenta uma inércia térmica fraca, qualquer solicitação de energia térmica altera facilmente o seu estado termodinâmico. Assim, as zonas de empolamento tendem a aquecer e a arrefecer mais rapidamente que as zonas aderentes.

4.1.2 Detecção de água Após a injecção de água entre a membrana de impermeabilização e o suporte, o provete com anomalias foi aquecido com a placa quente durante um período de 30 minutos e ensaiado imediatamente.

Depois de se retirar a placa de aquecimento, verifica-se na Figura 5 que a zona de empolamento Ar2 continua a apresentar temperaturas superficiais maiores que as zonas circundantes. No entanto, a zona onde se injectou água, Ar1, apresenta agora temperaturas superficiais mais baixas do que a zona aderente.

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Figura 5: Termografia obtida logo após a retirada da placa de aquecimento [6].

O comportamento das zonas húmidas explica-se pela elevada inércia térmica da água. O suporte, ao ficar húmido, consegue absorver e armazenar maiores quantidades de energia térmica sem que a alteração do seu estado termodinâmico seja significativa. Assim, em análises in situ, espera-se que as zonas onde se encontre água sob o revestimento de impermeabilização aqueçam e arrefeçam mais lentamente do que as zonas secas adjacentes.

4.1.3 Alteração do ângulo de observação Para avaliar o erro associado ao adoptar um ângulo de observação de 60º entre a câmara termográfica e a normal à superfície do provete em análise, preservaram-se os três pontos (Ar1, Ar2,Ar3) entre o ensaio realizado na perpendicular, visível na Figura 3, e o ensaio a 60º coma normal à superfície.

Após terem sido obtidos os termogramas dos dois ensaios, ao longo de um período de 60 minutos, foi possível representar a variação da temperatura superficial, tanto na zona Ar1 como na zona Ar2 (Figura 6).

Figura 6: Efeito da alteração do ângulo de observação na temperatura superficial do provete [6].

Na figura 6, é possível verificar que a variação de temperatura entre as duas medições é muito semelhante ao longo do tempo. Desta forma, pode-se concluir que o erro associado à adopção de um ângulo até 60º com a perpendicular é bastante reduzido, sendo por isso desprezável na avaliação qualitativa de anomalias através da TIV.

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4.2. Ensaios in situ com anomalias controladas Tal como aconteceu nos ensaios em laboratório, nos ensaios in situ foi necessário criar um fluxo térmico nos provetes para que a detecção das anomalias através da TIV fosse possível. No entanto, o fluxo térmico no exterior é imposto pela radiação solar.

Para que fosse possível a detecção de água sob o revestimento de impermeabilização, de forma semelhante ao que foi analisado em laboratório, foram realizadas leituras após um período de precipitação longo.

Figura 7: imagem termográfica total do provete b). a) detecção de empolamentos no período de aquecimento (14h) e b) detecção de água no período de arrefecimento (19h) [6].

Verificou-se in situ que tanto a detecção de empolamentos como a detecção de água sob o revestimento de impermeabilização era possível, como já se tinha verificado em laboratório. Na detecção de empolamentos (Figura 7 a), as temperaturas superficiais mais elevadas corresponderam efectivamente a zonas onde os empolamentos tinham sido detectados previamente, validando assim os resultados obtidos em laboratório. Na detecção de água sob a impermeabilização no período nocturno (Figura 7 b), confirmou-se que as zonas mais húmidas demoram mais tempo a arrefecer (em comparação com as zonas mais secas que se apresentam com temperaturas superficiais mais baixas), comportamento também analisado em laboratório.

5. Principais Conclusões O método não destrutivo da termografia de infravermelhos demonstrou ser bastante eficaz na detecção e identificação de anomalias em impermeabilizações de coberturas em terraço, nomeadamente na detecção de espaços de ar e/ou água sob o revestimento de impermeabilização. No entanto, verificou-se que, para se obterem resultados fiáveis, é necessário impor um fluxo térmico nas superfícies a analisar: artificialmente em laboratório, através de dispositivos eléctricos de aquecimento; in situ por acção da radiação solar. Dessa forma, as condições climatéricas, de exposição solar e de sombreamento, constituem aspectos que têm de ser tidos em conta para o agendamento da realização de inspecções in situ com equipamento de termografia.

Em laboratório verificou-se que a detecção de empolamentos, assim como a detecção de água sob o revestimento de impermeabilização, é possível através do método da TIV. Os empolamentos são detectáveis por serem uma zona de fraca inércia térmica, ao contrário das zonas húmidas, que são zonas de elevada inércia térmica. Desta forma, constatou-se que as zonas com espaços de ar aquecem e arrefecem mais rapidamente que as áreas circundantes, enquanto que as zonas com água sob a impermeabilização aquecem e arrefecem mais lentamente que a envolvente.

Os ensaios in situ dos provetes permitiram validar os resultados obtidos em laboratório, tanto para a detecção de empolamentos como para a detecção de água.

Um dos factores que também pode influenciar a imagem térmica obtida pela câmara termográfica é a alteração do ângulo de observação. No entanto, ao longo do desenvolvimento experimental verificou-se que, mesmo existindo algum erro associado à alteração do ângulo de observação, esse é mínimo e a identificação das anomalias continua a ser possível. Esta última conclusão, associada à vantagem de não ser necessária a utilização de um suporte especial durante as campanhas experimentais in situ (do tipo do suporte metálico utilizado no presente estudo), torna este tipo de inspecção extremamente viável para a aplicação a casos reais.

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6. Referências [1] LOPES, J. M. G., Revestimentos de impermeabilização de coberturas em terraço - ITE34, LNEC, 1994.

[2] HENRIQUES, F. M. A., Comportamento Higrotérmico de edifícios, FCT NOVA, 2011.

[3] MALDAGUE, X. P. V., Theory and practice of infrared technology for nondestrutive testing, Jonh Wiley & Sons, 2001.

[4] SYSTEMS, F., Manual do Utilizador - ThermaCAM reporter, 2007.

[5] MATIAS, L., Testing Techniques for structures inspection. Thermography, Lisboa: in DuratiNet Course book: LNEC, 29 a 30 de Maio de 2012.

[6] MELRINHO, A. C., Anomalias em impermeabilizações de coberturas em terraço: detecção por termografia de infravermelhos, Dissertação de Mestrado: FCT NOVA, 2014.

[7] MALDAGUE, X. P. V., Introduction to NDT by infrared thermography, Université Laval, 2002.

[8] HART, J. M., A pratical guide to infra-red thermography for building surveys, Construction Research Communications Lda., 1991.

[9] MATIAS, L., Avaliação do desempenho térmico de protecções reflectantes aplicadas em coberturas inclinadas, Tese de doutoramento: FCUL, 2001.

[10] PEREIRA, A. C., A difusividade térmica, a efusividade térmica e a inércia térmica da envolvente dos edifícios, [Online].

Available: http://www.get.pt/site_files/publicaes/a_difusividade_.

[11] MENDONÇA, P., Habitar sob uma segunda pele: Estratégias para a redução do impacto ambiental de construções solares passivas em climas temperados, Tese de Doutoramento, Universidade do Minho.

[12] REMPEL, A. R.; REMPEL, A., Rocks, clays, water, and salts: Highly durable, infinitely rechargeable, eminently controllable thermal batteries for buildings, Geosciencies, 2013.

[13] BARREIRA, E., Aplicação da termografia ao estudo do comportamento higrotérmico dos edifícios, Dissertação de Mestrado, FEUP, 2004.

[14] AVDELIDIS, N. P.; MOROPOULO, A., Emissivity considerations in building thermogaphy, Energy and Buildings, vol. 34, 2003.

[15] BALARAS, C. A.; ARGIRIOU, A., Infrared thermography for buildings diagnostics, Energy and Buildings, vol. 34, 2002.

[16] MODEST, M. F., Radiative heat transfer, Academic Press, 2003.

[17] MALDAGUE, X. P. V., Infrared and thermal testing, American Society for Nondestrutive Testing, 2001.

[18] LOPES, J.; BRITO, J., Mechanical performance of lap joints of flat roof waterproofing membranes subject to artificial weathering, Experimental Techniques, vol. 35(3), 2011.

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AVALIAÇÃO DA SUSTENTABILIDADE DA REABILITAÇÃO ENERGÉTICA COM ARGAMASSAS COM CORTIÇA JOSÉ SILVESTRE Professor Auxiliar (IST) Lisboa

ANDRÉ CASTELO Engenheiro Civil (IST) Lisboa

JORGE DE BRITO Professor Catedrático (IST) Lisboa

MANUEL DUARTE PINHEIRO Professor Auxiliar (IST) Lisboa

JOSÉ CORREIA DA SILVA Professor Auxiliar (U. Évora) Évora

SUMÁRIO

ABSTRACT

Neste estudo, foi realizada a avaliação do desempenho ambiental, energético e económico (3E) do berço ao berço (C2C) de uma Argamassa de revestimento de Isolamento Térmico (AIT; Thermal Insulating Rendering Mortar - TIRM), com granulado de cortiça como agregado leve, tendo incidido nas emissões de carbono, nos custos energéticos e nas poupanças económicas permitidas pela aplicação de diferentes espessuras deste produto por m2 das paredes exteriores de um edifício modelo.

In this study, a cradle to cradle (C2C) environmental, energy and economic assessment (3E) was carried out for a Thermal Insulating Rendering Mortar (TIRM) with cork as lightweight aggregate, focused on carbon emissions, energy costs and economic savings resulting from the application of different thicknesses of this product per m2 of the exterior walls of a model building.

Foi possível concluir que as paredes-referência (sem AIT) apresentam um pior desempenho energético durante a fase de utilização devido ao elevado valor do seu coeficiente de transmissão térmica (U). As paredes com aplicação da AIT apresentam um melhor desempenho energético durante a fase de utilização, resultando numa diminuição dos impactes ambientais e económicos.

It was concluded that the reference walls (without TIRM) have lower energy efficiency during the use phase due to the high value of its heat transfer coefficient (U). However, walls with TIRM have a better energy performance during the use phase, resulting in a reduction of the environmental and economic impacts.

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1. Introdução As Argamassas de revestimento de Isolamento Térmico (AIT) com cortiça como agregado leve são uma solução recente para a reabilitação energética da envolvente dos edifícios. As AIT podem ser aplicadas como um sistema externo e/ou interno de isolamento de paredes exteriores (Figura 1), e estão disponíveis no mercado através de pelo menos dois produtores portugueses e um italiano.

Figura 1: A - Aplicação da AIT por projeção; B - Regularização da superfície da AIT; C - Corte transversal da AIT aplicada na superfície externa de uma parede [1].

Para este estudo, foi considerado que as AIT com cortiça como agregado leve têm uma condutibilidade térmica (λ) de aproximadamente 0,095 W/m.ºC, que corresponde a cerca de 20% do valor de argamassas de revestimento comuns.

Este estudo incide na Avaliação do Ciclo de Vida (ACV) ambiental, económico e energético (3E, em inglês) das AIT com cortiça como agregado leve. O desempenho ambiental é baseado na ACV “do berço ao berço” (“Cradle to Cradle” - C2C, em inglês), e incidiu sobre as emissões de carbono, o consumo de energia primária não renovável da AIT aplicada na reabilitação da envolvente e o consumo de energia para aquecimento e arrefecimento nos 50 anos seguintes. A análise económica C2C considera os preços de mercado e as poupanças energéticas que este material permite quando utilizado na renovação da envolvente do edifício.

2. Estado da arte A aplicação de ACV ao estudo de envolventes de edifícios tem vindo a ganhar dimensão na indústria da construção em vários países, de modo a identificar a melhor alternativa para melhorar o desempenho geral da envolvente do edifício. A envolvente é um dos elementos do edifício com mais impacte no desempenho 3E de um edifício, sendo que as paredes externas influenciam diretamente a envolvente, devido ao seu elevado valor de energia inicial incorporada, consumo de energia durante a utilização, custo inicial e de manutenção e o conforto interior proporcionado.

Os impactes 3E de cada solução de parede exterior resultam diretamente das propriedades dos materiais utilizados em cada solução. Por isso, aquando da concepção de novas alternativa ou na reabilitação da envolvente exterior, é importante a utilização de um método que permita a comparação entre diferentes alternativas e permita auxiliar na determinação da melhor solução a implementar em cada caso.

Actualmente existem diversos estudos já publicados que permitem a aplicação desses métodos para escolha das melhores soluções para a envolvente, tendo como exemplo os seguintes países: • Portugal, em que na ACV foram consideradas sete alternativas para paredes exteriores com desempenho térmico semelhante e sete sistemas de aquecimento diferentes; este estudo teve em consideração a fase de produção e as necessidades de aquecimento de energia e de manutenção durante 50 anos [2]; • Na China, em que para um prédio de escritórios foram comparadas cinco alternativas de envolventes exteriores, tendo sido considerados o seu custo inicial e de ciclo de vida, a sua pegada ambiental, e incluindo os custos de operação e manutenção [3] [4]; • Na Indonésia, um estudo de avaliação do ciclo de vida energético, para edifícios habitacionais de grande altura, permitiu a identificação das melhores alternativas da envolvente, de entre os tipos de soluções mais comuns, desde o berço até à fase de utilização por um período de estudo de 40 anos [5].

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Verificou-se no entanto que a maioria dos estudos já publicados apenas inclui parte da avaliação 3E, nomeadamente a avaliação do ciclo de vida energético. De facto, existem muito poucos estudos que incluam a avaliação 3E e todas as fases do ciclo de vida, o que torna inovador este estudo e o método aplicado, correspondendo a uma melhoria face a estudos anteriores de soluções construtivas similares e com iguais objectivos. Estes resultados já foram parcialmente divulgados num Congresso nacional [6], mas são apresentados pela primeira vez neste artigo de forma detalhada e para a totalidade das alternativas analisadas.

3. Caso de estudo Como objecto de estudo, foi considerado um piso intermédio do edifício-tipo de seis andares “Hexa” [7], o qual representa as características mais comuns do parque habitacional português, e definiu-se a sua localização em Évora.

De modo a ser possível a quantificação dos efeitos da reabilitação energética através da aplicação da AIT com cortiça como agregado leve, foram consideradas duas soluções de referência sem isolamento: uma parede simples de tijolo cerâmico furado de 22 cm (W1) e uma parede dupla do mesmo material com panos de 15 cm e 11 cm (W11). Para a renovação, foram consideradas três alternativas: aplicação da AIT nas paredes de referência pelo exterior, pelo interior ou em ambas as faces da parede, como descrito na Tabela 1.

A reabilitação energética das paredes de referência (W1 e W11) é importante, mas é de salientar que as necessidades de aquecimento e arrefecimento durante o período de estudo dependem não só da redução do valor de U após a intervenção mas também da superfície (interior ou exterior) da parede exterior na qual a AIT é aplicada.

As operações de manutenção, reparação e substituição definidas para cada revestimento externo (ECS) e interno (ICS) durante o período de estudo após a reabilitação dependem do grau de exposição da superfície da parede: ECS - limpeza total e pintura a cada 5 anos, e reparação de 35% da área a cada 25 anos; ICS - limpeza total e pintura a cada 5 anos e reparação de 5% da área a cada 10 anos.

Nas superfícies onde não houve aplicação de AIT, a ECS e ICS foram definidas como 2 cm de reboco e tinta à base de água. A AIT com cortiça como agregado leve revestida com uma tinta à base de água foi definida para as restantes situações.

Tabela 1 - Designação, espessura e coeficiente de transmissão térmica (U) das paredes estudadas.

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4. Método de análise 3E-C2C Neste estudo, foi utilizada uma abordagem integrada para a ACV do desempenho ambiental, económico e energético C2C (3E C2C) [8], a qual é particularmente adequada para a análise de soluções relacionadas com o desempenho térmico da envolvente dos edifícios. O método 3E-C2C considera todo o ciclo de vida de cada material e sistema construtivo utilizado, avaliando os impactes 3E e tendo em consideração o desempenho dos mesmos durante a fase de utilização do edifício, a sua vida útil e o seu potencial de reciclagem.

Através do método 3E-C2C, o estudo é realizado considerando-se diferentes fases do ciclo de vida: fase de produção (A1-A3); fase de construção (A4-A5); fase de utilização - ações de manutenção (B1-B5); fase de utilização - operação do edifício (B6-B7); fase de fim de vida (C1-C5) e benefícios e cargas além das fronteiras do sistema (D).

A unidade de comparação utilizada neste estudo foi “um metro quadrado de parede exterior por um período de 50 anos após a reabilitação energética (aplicação da AIT)”, não se considerando uma unidade funcional, e tendo em conta as etapas de fim de vida e a vida útil de cada alternativa. É possível efectuar a comparação entre soluções com diferentes coeficientes de transmissão térmica porque os impactes ambientais resultantes dos respectivos desempenhos térmicos no período de 50 anos também são considerados na ACV. A quantificação do desempenho ambiental através do método 3E-C2C segue o modelo estabelecido nas normas internacionais de ACV [9], [10] e a maioria dos princípios estabelecidos nas normas europeias [11] em todas as fases.

O estudo económico das soluções pelo método 3E-C2C é baseado no método “Whole-Life Cost” (WLC) definido nas normas internacionais [12] e segue a maioria dos princípios estabelecidos nas normas europeias [13] em todas as fases.

5. Comparação do desempenho ambiental, económico e energético das soluções O método 3E-C2C foi utilizado para analisar e comparar o desempenho 3E do edifício reabilitado energeticamente com a aplicação da AIT com cortiça como agregado leve, em relação às paredes de referência (W1 e W11) do mesmo edifício não reabilitadas.

Os resultados da análise ambiental são baseados na ACV C2C, com incidência nas emissões de carbono (expresso pela categoria “Global Warming Potential” - GWP) e no consumo de energia primária não renovável (PE-NRe).

Os resultados da análise económica, baseados no método 3E-C2C, têm em conta os preços de mercado dos materiais e a poupança energética (redução da energia necessária para aquecimento e arrefecimento) obtidas pela aplicação da AIT. As alterações nos requisitos de conforto levam a um maior consumo de energia resultante do uso de equipamentos de aquecimento e arrefecimento. Como tal, considerou-se neste estudo tanto o valor padrão de 10% das necessidades de energia totais para aquecimento e arrefecimento como valores mais elevados, de 30% e 50%, para simular cenários futuros de consumo de energia para residências unifamiliares [14] ou edifícios residenciais multifamiliares [15].

5.1. Comparação das emissões de carbono e consumo de energia Os resultados obtidos na comparação ambiental e de consumo de energia relativos às emissões de carbono, expressas pelo GWP (Figura 2), estimam um impacte ambiental das alternativas com AIT entre 74% e 93 % nas fases A1-A5, e nas fases C2-C4 e D entre 1% e 2% do C2C GWP (sem considerar a energia para aquecimento ou arrefecimento). Nas fases B2-B4, o C2C GWP é semelhante para todas as alternativas, devido à igualdade na estratégia de manutenção, e varia entre 4% e 24%.

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Figura 2: C2C GWP das soluções estudadas [kg CO2 eq] (sem energia para aquecimento e arrefecimento) [16].

O consumo C2C de PE-NRe das alternativas com AIT, ilustrado na Figura 3, demonstra um comportamento semelhante ao GWP. O consumo das fases A1-A5 varia entre 52% e 86%, estando no fim do ciclo de vida entre -5% e 3%. As fases B2-B4 representam o total do saldo positivo do C2C PE-NRe das soluções de referência e variam entre 11% e 53% para as restantes soluções, sem considerar a energia necessária para aquecimento e arrefecimento.

Figura 3: Consumo C2C de PE-NRe [MPa] das soluções estudadas (sem energia para aquecimento e arrefecimento) [16].

Nas paredes simples, a ACV C2C demonstrou que a solução W9 (10 cm de AIT na face exterior) apresenta o menor consumo de PE-NRe de entre as soluções estudadas, quando se considera as necessidades energéticas para aquecimento e arrefecimento.

Nas paredes duplas, a solução com menor consumo C2C de PE-NRe consiste na aplicação de 4 cm de AIT na superfície exterior (W18).

5.2. Comparação dos custos e benefícios económicos Os resultados obtidos na avaliação do desempenho económico demonstram que o Valor Actual Líquido (VAL) do custo C2C (Figura 4) das alternativas nas fases A1-A5 é directamente proporcional à espessura da AIT aplicada, representando entre 19% e 60%, estando entre 1% e 3% nas fases C e D. Nas fases B2-B4, o VAL é similar para todas as alternativas, representando cerca de 54% para as soluções de referência e variando entre 23% e 46% para as restantes soluções. O restante VAL é dado pelo consumo de energia para aquecimento e arrefecimento (fase B6) e representa cerca de 44% para as soluções de referência, variando entre 15% e 35% para as restantes soluções.

Pelos resultados representados na Figura 4, é possível concluir que nenhuma das alternativas representa uma poupança económica em comparação às soluções de referência (W1 e W11) sem revestimento de Isolamento Térmico. Este resultado verifica-se porque os resultados foram obtidos considerando um consumo de energia correspondente a 10% das necessidades energéticas de aquecimento e arrefecimento. Se for considerado um consumo correspondente a uma maior percentagem (Figura 5), as poupanças económicas revelam que:

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• Para as soluções em parede simples, se o valor de consumo for igual ou superior a 30%, a solução com uma camada exterior de 4 cm (W8) de AIT torna-se uma alternativa vantajosa face à solução de referência (W1); • Para as soluções de parede dupla, a aplicação de 4 cm de AIT no exterior (W18) passa a ser mais favorável do que a solução de referência apenas se o valor de consumo subir para 53%.

Figura 4: VAL da análise económica e energética C2C das soluções estudadas [16].

Figura 5: Diferenças entre os VAL de cada alternativa em comparação com a solução de referência W1, considerando diferentes padrões de consumo [16].

6. Conclusões Este artigo pretendeu avaliar a sustentabilidade da reabilitação energética da envolvente de edifícios através da aplicação de uma Argamassa de revestimento de Isolamento Térmico (AIT; Thermal Insulating Rendering Mortar - TIRM), com granulado de cortiça como agregado leve. Para tal, realizou-se a avaliação do desempenho ambiental, energético e económico (3E) do berço ao berço (C2C) da solução de referência (não reabilitada) e das paredes com AIT, sendo o foco nas emissões de carbono, nos custos energéticos e nas poupanças económicas permitidas pela aplicação de diferentes espessuras deste produto por m2 das paredes exteriores de um edifício modelo.

Em termos de desempenho energético, as soluções de referência são a pior solução de todas as estudadas. No entanto, apresentam um melhor desempenho ambiental e económico em comparação com as restantes alternativas devido ao impacte relacionado com o fabrico e aplicação da AIT. Nas paredes simples, a avaliação do ciclo de vida (ACV) demonstrou que a solução W9 (10 cm de AIT na face exterior) apresenta o menor consumo C2C de PE-NRe necessária para cumprir 10% das necessidades energéticas para aquecimento e arrefecimento, embora para 50% desse valor a solução W7 passe a ser a que tem menores impactes ambientais (consistindo

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na aplicação de 15 cm de AIT na face interior e na face exterior da parede). Nas paredes duplas, a solução com 4 cm de AIT na superfície exterior (W18) apresenta o menor consumo C2C de PE-NRe, quando se considera 10% das necessidades energéticas para aquecimento e arrefecimento, surgindo a solução W17 como mais benéfica em termos ambientais quando esse valor sobe para 50% (consistindo na aplicação de 15 cm de AIT na face interior e na face exterior da parede).

A ACV C2C indica que, considerando apenas um consumo energético de 10% do consumo energético total para as necessidades de aquecimento e arrefecimento, as paredes de referência apresentam o menor custo total. No entanto, se o valor de consumo subir para um valor a partir de 30%, a solução com uma camada exterior de 4 cm de AIT (W8) torna-se preferível em relação à solução de referência de parede simples. Entre as soluções de parede dupla, verificou-se que a solução de referência deixa de ser a mais vantajosa apenas se o valor de consumo subir para 53%, passando a ser preferível a aplicação de 4 cm de AIT no exterior (W18).

A comparação entre as paredes de referência e as paredes com AIT demonstrou assim que, apesar de a introdução do material renovável (cortiça) ter um custo de aquisição superior, as paredes de referência tendem a tornar-se mais onerosas económica e ambientalmente devido aos gastos no consumo de energia para arrefecimento e aquecimento no período de estudo de 50 anos.

7. Agradecimentos Este estudo foi realizado no âmbito do projecto MARIE - Mediterranean Building Rethinking for Energy Efficiency Improvement (2011-2014), cofinanciado pelo Fundo Europeu de Desenvolvimento Regional e pelo Programa MED. Os autores gostariam de agradecer o apoio da FCT (Fundação da Ciência e tecnologia) e do CERis e do ICIST do Instituto Superior Técnico, Universidade de Lisboa.

8. Referências [1] Secil (2013). Argamassas Secil. Visitado a 2013-10-22, em http://www.secilargamassas.pt/pt.

[2] H. Monteiro (2010): Life Cycle Assessment of a Portuguese house with different exterior wall solutions and alternative heating systems, Master Thesis in Energy for Sustainability, University of Coimbra, Coimbra, Portugal.

[3] L.J. Gu, D.J. Gu, B.R. Lin, M.X. Huang, J.Z. Gai, Y.X. Zhu (2007): Life cycle green cost assessment method for green building design, Building Simulation 2007, Beijing, China, pp. 1962–1967.

[4] L. Gu, B. Lin, Y. Zhu, D. Gu, M. Huang, J. Gai (2008): Integrated assessment method for building life cycle environmental and economic performance, Building Simulation 1 (2), pp.169–177.

[5] A. Utama, S.H. Gheewala (2009): Indonesian residential high rise buildings: a life cycle energy assessment, Energy and Buildings 41, pp. 1263–1268.

[6] Silvestre, J. D.; Correia da Silva, J. J.; Castelo, A. M. P.; de Brito, J. & Pinheiro, M. D. (2014). Desempenho Ambiental,

energético e económico de argamassas com cortiça para a reabilitação energética da envolvente de edifícios. Congresso de Inovação na Construção Sustentável (CIN-COS’ 14), Porto: Plataforma para a Construção Sustentável, pp. 335-343.

[7] Ferreira, J., Pinheiro, M.D. (2011): In search of a better energy performance in the Portuguese buildings - The case of the Portuguese regulation. Energy Policy, 39 (12).

[8] Silvestre, J. D., de Brito, J. & Pinheiro, M. D. (2013), From the new European Standards to an environmental, energy and economic assessment of building assemblies from cradle-to-cradle (3E-C2C). Energy and Buildings, 64, pp. 199-208.

[9] ISO 2006, Environmental management - Life cycle assessment - Principles and framework, ISO 14040:2006(E): International Organization for Standardization.

[10] ISO 2006: Environmental management - Life cycle assessment - Requirements and guidelines, ISO 14044:2006(E): International Organization for Standardization.

[11] CEN (2011): Sustainability of construction works - Assessment of environmental performance of buildings - Calculation method, EN 15978. Brussels, Belgium; Comité Européen de Normalisation.

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[12] ISO (2008): Buildings and construction assets - Service life planning - Part 5: Life-cycle costing, ISO 15686-5:2008, International Organization for Standardization.

[13] CEN (2012): Sustainability of construction works - Assessment of environmental performance of buildings - Calculation method, EN 15643-4. Brussels, Belgium; Comité Européen de Normalisation.

[14] H. Monteiro, F. Freire (2012): Life-cycle assessment of a house with alternative exterior walls: comparison of three assessment methods. Energy and Buildings, pp. 572-583.

[15] A. Pinto (2008), Aplicação da avaliação do ciclo de vida na análise energética e ambiental dos edifícios. Tese de Doutoramento em Engenharia Mecânica, Universidade Técnica de Lisboa, Lisboa, Portugal, 329 p.

[16] J. D. Silvestre, J. de Brito, M. D. Pinheiro (2013): Environmental, economic and energy (3E) performances of construction materials with cork for energy renovation of the buildings envelope. Relatório ICIST EP 27/13. Lisboa: ICIST, 56p.

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