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CARACTERÍSTICAS DE ISOLAMENTO TÉRMICO DE
BETÕES LEVES E DE MASSA VOLÚMICA NORMAL
PRODUZIDOS COM DIFERENTES TIPOS DE AGREGADOS
Alexandre Daniel Antunes Almeida da Silva
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Civil
Orientadores: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas
Profª. Doutora Maria da Glória de Almeida Gomes
Júri
Presidente: Prof. Doutor Augusto Martins Gomes
Orientador: Prof. Doutor José Alexandre de Brito Aleixo Bogas
Vogal: Prof. Doutor António Heleno Domingues Moret Rodrigues
Outubro de 2015
CARACTERÍSTICAS DE ISOLAMENTO TÉRMICO DE BETÕES
LEVES E DE MASSA VOLÚMICA NORMAL PRODUZIDOS COM
DIFERENTES TIPOS DE AGREGADOS
Alexandre Daniel Antunes Almeida da Silva
Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Civil
Dissertação elaborada no âmbito do Projecto FCT EELWAC
Durability and lifetime of more energy efficient structural lightweight
aggregate concrete
Task 2 - Insulation performance of durable LWAC as a more energy
efficient building solution
Projecto FCT PTDC/ECM-COM/1734/2012
União Europeia
FEDER Governo da República Portuguesa
i
Resumo
Este trabalho tem como objectivo avaliar as características térmicas, com especial foco na
condutibilidade térmica, de betões estruturais de agregados leves (BEAL) produzidos com diferentes
relações a/c e vários tipos de agregados leves de porosidades distintas. Para realizar esse estudo, foi
levada a cabo uma extensa campanha experimental, envolvendo a realização de ensaios de
caracterização física, mecânica e térmica dos betões.
As misturas produzidas envolveram 4 tipos de agregados leves, de diversas origens, e 1 tipo de
agregado de massa volúmica normal, utilizado na produção de misturas de referência. Foram
estudadas 4 relações a/c distintas (0.35, 0.45, 0.55 e 0.65), que abrangem argamassas de distintas
compacidades, de modo a abranger uma vasta gama de BEAL correntes com classes de resistência
LC20/22 a LC60/66 e de massa volúmica D1.6 a D2.0.
Tendo em consideração um método transiente e um método fluximétrico, foi possível analisar a
condutibilidade térmica dos betões estudados, observando-se uma elevada correlação exponencial
entre esta propriedade e a massa volúmica. Dependendo do tipo de agregado, são obtidos coeficientes
de condutibilidade térmica cerca de 30 a 60% inferiores aos dos betões convencionais de igual
composição. Por cada 1% de incremento no teor de humidade, que tende a ser superior nos BEAL,
observam-se aumentos de 5 a 9% na condutibilidade térmica dos BEAL.
Palavras-chave:
Betões de agregados leves estruturais; Propriedades térmicas; Eficiência energética
ii
iii
Abstract
The present paper aims at evaluating the thermal characteristics, with particular focus on thermal
conductivity, of structural lightweight aggregate concrete (LWAC) produced using different w/c ratios
and several types of lightweight aggregates, with distinct porosities. In order to perform this study, an
extensive and thorough experimental campaign, involving physical, mechanic and thermal tests of the
produced specimens.
The mixtures produced involved 4 types of lightweight aggregate, from several origins, and 1 type of
normal weight aggregate, used to make reference samples. 4 different w/c ratios (0.35, 0.45, 0.55 and
0.65) were studied, which have various levels of mortar compactness, in order to cover a vast range of
LWAC, with compressive strength classes from LC20/22 to LC60/66 and density classes D1.6 to D2.0.
Considering a transient and a stationary method, it was possible to measure and analyse the thermal
conductivity of the studied concretes. A high exponential correlation was shown between thermal
conductivity and density. Depending on the type of aggregate, a thermal conductivity coefficient
reduction from 30 to 60% was obtained in LWAC, compared to reference NWC of equal composition.
For every 1% of moisture content introduced in the specimens, which generally tends to be higher in
LWAC, an increase of 4 to 9% of thermal conductivity was observed in these specimens.
Keywords:
Structural lightweight aggregate concrete; Thermal properties; Energy efficiency
iv
v
Agradecimentos
Este trabalho representa a conclusão de mais uma etapa da minha vida, uma das mais árduas e
desafiantes, mas também mais gratificantes. Agradeço a todos os que, directa ou indirectamente,
possibilitaram a chegada a este momento, e a algumas pessoas em especial.
Aos meus familiares próximos, em especial aos meus pais, à minha irmã e aos meus avós, que sempre
me acompanharam e deram ânimo em todas a etapas.
À minha namorada, que me encorajou e ajudou, mesmo nos momentos mais difíceis, tanto durante o
curso como durante a execução deste trabalho.
Aos professores Alexandre Bogas e Maria da Glória Gomes, por toda a ajuda, conhecimento e rigor
que me transmitiram. A sua disponibilidade ao longo da realização deste trabalho foi inexcedível.
Ao professor António Moret Rodrigues, um especial agradecimento pela partilha do seu profundo
conhecimento na área da térmica de edifícios.
À Sofia Real e ao Jorge Pontes, por toda a ajuda prestada nas diversas fases do trabalho, em especial
na fase inicial de adaptação, pela amizade e companheirismo demonstrados.
Aos meus colegas e amigos de curso e de laboratório, em especial ao Bernardo Ferreira, Pedro Afonso,
Rui Carrajola, Patrícia Gameiro, Tiago Barroqueiro, Ana Rita Santos e Andreia Borges.
Aos técnicos do laboratório de construção, Sr. Leonel Pontes e João Lopes, por toda a assistência
prestada e disponibilidade durante a campanha experimental.
Aos meus amigos de infância e de escola, por toda a motivação e camaradagem.
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vii
Acrónimos
BEAL – Betão estrutural de agregados leves
BAN – Betão de agregados naturais
a/c – Relação água/cimento
PUR - Poliuretano
XPS – Poliestireno extrudido
EPS – Poliestireno expandido
Simbologia
kg – Quilograma
g – Grama
KN – Quilo Newton
m – Metro
cm – Centímetro
mm – Milímetro
MPa – Mega Pascal
K – Grau Kelvin
ºC – Grau Celsius
W – Watt
J – Joule
h - Hora
s – Segundo
viii
ρ - Massa volúmica
ρseca - Massa volúmica seca
ρfresca - Massa volúmica fresca
λ – Condutibilidade térmica
λseca – Condutibilidade térmica seca
cp – Calor específico
ix
Índice de texto
1 Introdução ...................................................................................................................................... 1
1.1 Enquadramento geral .............................................................................................................. 1
1.2 Objectivos ................................................................................................................................ 2
1.3 Metodologia e organização do trabalho .................................................................................. 2
2 Estado da arte ................................................................................................................................ 4
2.1 Enquadramento geral .............................................................................................................. 4
2.2 Propriedades gerais do betão estrutural de agregados leves ................................................. 6
2.2.1 Características físicas e mecânicas ................................................................................ 7
2.2.1.1 Massa Volúmica .......................................................................................................... 7
2.2.1.2 Resistência à compressão .......................................................................................... 7
2.2.1.3 Resistência à tracção .................................................................................................. 8
2.2.1.4 Módulo de Elasticidade ............................................................................................... 9
2.2.1.5 Retracção .................................................................................................................... 9
2.3 Durabilidade........................................................................................................................... 10
2.4 Propriedades térmicas do betão leve .................................................................................... 11
2.4.1 Condutibilidade térmica ................................................................................................. 12
2.4.2 Calor específico ............................................................................................................. 16
2.4.3 Difusividade ................................................................................................................... 16
2.4.4 Coeficiente de expansão térmica .................................................................................. 17
2.4.5 Ensaios de avaliação da condutibilidade térmica .......................................................... 18
2.4.5.1 Métodos Estacionários .............................................................................................. 18
2.4.5.2 Métodos Transientes ................................................................................................. 20
3 Campanha experimental ............................................................................................................. 22
3.1 Introdução .............................................................................................................................. 22
x
3.2 Planeamento.......................................................................................................................... 22
3.3 Materiais, composição e formulação das misturas ............................................................... 23
3.3.1 Materiais utilizados ........................................................................................................ 24
3.3.2 Caracterização dos agregados ...................................................................................... 24
3.3.2.1 Análise granulométrica .............................................................................................. 24
3.3.2.2 Massa volúmica e absorção de água ........................................................................ 28
3.3.2.3 Baridade .................................................................................................................... 28
3.3.2.4 Índice de forma .......................................................................................................... 28
3.3.3 Cimento e superplastificante ......................................................................................... 30
3.3.4 Composição das misturas ............................................................................................. 30
3.4 Produção do betão ................................................................................................................ 32
3.4.1 Procedimento ................................................................................................................. 32
3.4.1.1 Preparação e pesagem dos constituintes do betão .................................................. 32
3.4.1.2 Mistura ....................................................................................................................... 32
3.4.1.3 Moldagem e Compactação ........................................................................................ 33
3.4.1.4 Cura ........................................................................................................................... 35
3.4.1.5 Teor de humidade nos ensaios de condutibilidade térmica ...................................... 35
3.5 Ensaios de caracterização do betão no estado fresco ......................................................... 36
3.5.1 Ensaio de abaixamento ................................................................................................. 36
3.5.2 Ensaio de determinação da massa volúmica fresca ..................................................... 37
3.6 Ensaios de caracterização do betão no estado endurecido ................................................. 37
3.6.1 Determinação da massa volúmica no estado endurecido............................................. 37
3.6.2 Ensaio de resistência à compressão ............................................................................. 38
3.7 Ensaios de condutibilidade térmica ....................................................................................... 39
3.7.1 Método transiente de sonda plana ................................................................................ 39
3.7.2 Método estacionário adaptado – Câmara Climática ..................................................... 40
xi
4 Apresentação de Resultados ..................................................................................................... 43
4.1 Caracterização dos betões no estado fresco ........................................................................ 43
4.2 Resistência à compressão e eficiência estrutural ................................................................. 44
4.3 Caracterização térmica - método transiente de sonda plana ................................................ 45
4.3.1 Condutibilidade térmica ................................................................................................. 46
4.3.1.1 Influência do tipo de agregado .................................................................................. 49
4.3.1.2 Influência da relação a/c ............................................................................................ 51
4.3.1.3 Influência do teor de humidade ................................................................................. 52
4.3.2 Calor Específico............................................................................................................. 55
4.3.3 Outras características térmicas ..................................................................................... 56
4.4 Caracterização térmica - método fluximétrico (câmara climática) ........................................ 58
4.4.1 Condutibilidade térmica - fluxímetros ............................................................................ 69
4.4.1.1 Influência do tipo de agregado e relação a/c ............................................................ 74
4.4.2 Calor específico – Lajetas ............................................................................................. 75
4.5 Comparação com os resultados reportados na literatura ..................................................... 80
4.6 Aplicação de betão de agregados leves em zonas de ponte térmica plana ......................... 81
5 Conclusões .................................................................................................................................. 84
5.1 Conclusões finais .................................................................................................................. 84
5.2 Conclusões gerais ................................................................................................................. 84
5.3 Desenvolvimentos futuros ..................................................................................................... 87
Bibliografia ........................................................................................................................................... 89
xii
Índice de figuras
Figura 2.1 Coliseu de Roma, construído entre o ano 70 e 82 D.C. (Chandra e Berntsson 2003) ......... 4
Figura 2.2 Panteão de Roma, construído no ano 118 D.C. (Chandra e Berntsson 2003) ..................... 4
Figura 2.3 Construção Palácio Sotto Mayor - lajes ................................................................................. 5
Figura 2.4 – Betão de massa volúmica normal (Bogas e Gomes 2013) ................................................ 8
Figura 2.5 – Betão de agregados leves (Bogas e Gomes 2013) ............................................................ 8
Figura 2.6 Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica seca............................ 13
Figura 2.7 Condutibilidade térmica de betão segundo vários métodos (Holm e Bremner 2000; Van Geem
1982) ...................................................................................................................................................... 15
Figura 2.8 - Esquema do método heat flow meter (Franco 2007) ........................................................ 19
Figura 2.9 - Esquema do método hot guarded plate (W1) .................................................................... 19
Figura 2.10 – Esquema do método TPS (W2) ...................................................................................... 20
Figura 2.11 - Esquema do método TLS (W3) ....................................................................................... 21
Figura 2.12 - Esquema do método MPTS (W2) .................................................................................... 21
Figura 3.1 Análise granulométrica (peneiração) ................................................................................... 25
Figura 3.2 Curvas granulométricas das areias naturais ........................................................................ 26
Figura 3.3 Curvas granulométricas dos agregados grossos naturais ................................................... 27
Figura 3.4 Curvas granulométricas dos agregados leves ..................................................................... 27
Figura 3.5 Misturadora de eixo vertical ................................................................................................. 33
Figura 3.6 Etapas da amassadura ........................................................................................................ 33
Figura 3.7 Vibrador de agulha ............................................................................................................... 34
Figura 3.8 Vibração a duas fases em molde cilíndrico com recurso a vibrador de agulha .................. 34
Figura 3.9 Moldes utilizados na produção dos provetes ....................................................................... 34
xiii
Figura 3.10 Câmara de cura húmida ..................................................................................................... 35
Figura 3.11 Instrumentos para realização do ensaio de abaixamento ................................................. 36
Figura 3.12 Medição do abaixamento do betão fresco ......................................................................... 36
Figura 3.13 Recipiente metálico para determinação da massa volúmica fresca .................................. 37
Figura 3.14 Ensaio à compressão: prensa e unidade de controlo ........................................................ 38
Figura 3.15 Provete antes do ensaio .................................................................................................... 38
Figura 3.16 Exemplo de rotura válida num provete de betão leve ....................................................... 38
Figura 3.17 Isomet 2114 ........................................................................................................................ 39
Figura 3.18 Ensaio a decorrer ............................................................................................................... 39
Figura 3.19 Câmara climática................................................................................................................ 40
Figura 3.20 Preparação do molde com termopares no interior............................................................. 40
Figura 3.21 Montagem das lajetas ........................................................................................................ 41
Figura 3.22 Pormenor de uma das lajetas ensaiadas ........................................................................... 41
Figura 3.23 Datataker DT85 .................................................................................................................. 42
Figura 4.1 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica ............................................... 47
Figura 4.2 Comparação entre os valores de condutibilidade térmica obtidos no presente estudo e os
reportados por outros autores ............................................................................................................... 48
Figura 4.3 Coeficiente de condutibilidade térmica dos BEAL versus nível de porosidade do agregado
............................................................................................................................................................... 49
Figura 4.4 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado .............................................. 50
Figura 4.5 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c ....................................................... 51
Figura 4.6 Relação entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade (BEAL de Lytag) ............... 53
Figura 4.7 Valores de Ks nos provetes de Leca .................................................................................... 53
Figura 4.8 Valores de Ks nos provetes de Stalite .................................................................................. 53
Figura 4.9 Valores de Ks nos provetes de Lytag ................................................................................... 53
xiv
Figura 4.10 Valores de Ks nos provetes de Argex ................................................................................ 53
Figura 4.11 Relação do Ks com a massa volúmica das amostras, em função da relação a/c ............. 55
Figura 4.12 Relação do calor específico com a massa volúmica ......................................................... 55
Figura 4.13 Posicionamento das lajetas durante o ensaio realizado com base no método fluximétrico
(face exterior da parede): 1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6-Referência; 7-Leca; 8-
Argex; 9-Stalite ...................................................................................................................................... 58
Figura 4.14 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.35: troço inicial
(esquerda) e troço final (direita) das curvas .......................................................................................... 59
Figura 4.15 Fluxos de calor com a/c = 0.35: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 60
Figura 4.16 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45: troço inicial
(esquerda) e troço final (direita) das curvas .......................................................................................... 60
Figura 4.17 Fluxos de calor com a/c = 0.45: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 61
Figura 4.18 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.55: troço inicial
(esquerda) e troço final (direita) das curvas .......................................................................................... 61
Figura 4.19 Fluxos de calor com a/c = 0.55: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas 62
Figura 4.20 Temperaturas no interior das lajetas – a/c = 0.35 ............................................................. 64
Figura 4.21 Temperaturas no interior das lajetas – a/c = 0.45 ............................................................. 65
Figura 4.22 Temperaturas no interior das lajetas – a/c = 0.55 ............................................................. 65
Figura 4.23 Termografia da face exterior das lajetas de: a)BEAL com Leca; b) Betão normal de
referência ............................................................................................................................................... 66
Figura 4.24 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.35 ........................................................... 67
Figura 4.25 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.45 ........................................................... 67
Figura 4.26 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.55 ........................................................... 68
Figura 4.27 Temperaturas superficiais no interior da parede – ensaio das lajetas com relação a/c = 0.45
(1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6-Referência; 7-Leca; 8-Argex; 9-Stalite) .............. 69
Figura 4.28 Método transiente aplicado em lajeta ................................................................................ 70
Figura 4.29 Espécime de dimensões reduzidas – face cortada ........................................................... 72
xv
Figura 4.30 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica nos provetes de reduzida
dimensão (p.r.d.) e lajetas – método fluximétrico e método transiente ................................................ 73
Figura 4.31 Condutibilidade térmica das lajetas – comparação de tipos de ensaio ............................. 73
Figura 4.32 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado – Ensaios com fluxímetros. 74
Figura 4.33 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c – Ensaios com fluxímetros .......... 74
Figura 4.34 Esquema da espessura da lajeta com termopares e fluxos .............................................. 75
Figura 4.35 Obtenção do valor de cp da lajeta de Referência com relação a/c = 0.45 ......................... 76
Figura 4.36 Fluxos de calor entre as diferentes posições ao longo da espessura da lajeta de Referência
com relação a/c = 0.45 .......................................................................................................................... 77
Figura 4.37 Capacidade térmica nas lajetas – tipo de agregado .......................................................... 78
Figura 4.38 Capacidade térmica nas lajetas – relação a/c ................................................................... 78
Figura 4.39 Capacidade térmica – dois tipos de provete ensaiados .................................................... 79
Figura 4.40 Condutibilidade térmica - resultados de diversos autores e do presente estudo .............. 80
Figura 4.41 Disposição das camadas da parede (zona corrente) ........................................................ 82
Figura 4.42 Disposição das camadas da parede (pilar) ........................................................................ 82
xvi
Índice de quadros
Quadro 3.1 Ensaios relativos aos agregados ....................................................................................... 22
Quadro 3.2 Ensaios do betão no estado fresco .................................................................................... 23
Quadro 3.3 Ensaios do betão no estado endurecido ............................................................................ 23
Quadro 3.4 Percentagem de material acumulado passado dos diferentes agregados – Análise
granulométrica ....................................................................................................................................... 26
Quadro 3.5 Características físicas dos agregados naturais ................................................................. 29
Quadro 3.6 Características físicas dos agregados leves ...................................................................... 29
Quadro 3.7 Características do cimento utilizado .................................................................................. 30
Quadro 3.8 Composição dos betões de agregados leves (naturais e artificiais) e de referência ......... 31
Quadro 3.9 Processos de cura .............................................................................................................. 35
Quadro 4.1 Características dos betões produzidos: ensaios no estado fresco, massa volúmica seca e
resistência à compressão ...................................................................................................................... 43
Quadro 4.2 Propriedades térmicas resultantes do ensaio Isomet ........................................................ 46
Quadro 4.3 Condutibilidade térmica com diferentes teores de humidade e valores de Ks ................... 54
Quadro 4.4 Resumo das principais propriedades térmicas dos betões estudados .............................. 57
Quadro 4.5 Condutibilidade térmica – Lajetas ...................................................................................... 71
Quadro 4.6 Capacidade térmica nas Lajetas ........................................................................................ 78
Quadro 4.7 Características da zona corrente ....................................................................................... 82
Quadro 4.8 Características da zona de pilar ......................................................................................... 82
Quadro 4.9 Resultados da espessura mínima de isolamento (XPS e argamassa térmica comercial) a
aplicar no pilar ....................................................................................................................................... 83
1
1 Introdução
1.1 Enquadramento geral
Actualmente, o betão é o material estrutural mais utilizado na indústria de construção, resultado da sua
versatilidade, facilidade de aplicação e adequado desempenho.
No entanto, com o aumento das preocupações ambientais e com a sustentabilidade, tanto da
construção, como de todos os sectores de indústria, é necessário que um produto ou material seja,
para além de eficaz na sua função, também eficiente em termos energéticos. Face a esta evidência, o
sector da construção tem procurado desenvolver e aplicar soluções alternativas, com maior eficiência
energética, menores custos ambientais e economicamente mais vantajosas. Nesse sentido, o betão
leve ao apresentar-se como uma solução alternativa de menor massa volúmica face aos betões
convencionais, está associado a menores impactos na demolição e transporte e, sobretudo, a melhores
capacidades de isolamento térmico (Chandra e Berntsson 2003).
Os betões estruturais de agregados leves (BEAL) têm a sua origem na antiguidade, destacando-se a
sua aplicação na cúpula do panteão de Roma e no Porto de Cosa. No entanto, apenas a partir do final
do século passado, com a crescente aplicação do betão na construção e, sobretudo, com o surgimento
de novos adjuvantes de última geração, é que os betões leves apareceram com uma nova filosofia,
tornando-se em termos estruturais, suficientemente eficientes para competirem verdadeiramente com
os betões convencionais de massa volúmica normal.
De entre algumas das conhecidas vantagens dos betões leves, destaca-se a possibilidade de redução
da carga permanente ao nível dos elementos estruturais e fundações, sendo especialmente adequado
para intervenções de reabilitação onde este aspecto é condicionante. A principal desvantagem deste
material são os elevados custos de produção dos agregados leves, significativamente maiores do que
na produção dos agregados de uso corrente. Porém, esse custo diminui quando se tem em
consideração agregados produzidos a partir de resíduos ou subprodutos industriais, como é o caso dos
agregados de cinzas volantes, também analisados no presente trabalho.
Uma das características de relevo que distingue os BEAL dos restantes betões, e que constitui o foco
e âmbito deste trabalho, é a sua capacidade de isolamento térmico, conduzindo a soluções de maior
desempenho energético, tendo em consideração níveis de eficiência estrutural semelhantes. Com a
crescente preocupação de eficiência energética das construções, a indústria tem procurado soluções
e materiais que permitam uma maior economia e desempenho nesta área. Neste sentido, os betões
leves não estruturais têm sido utilizados como elementos de enchimento de pavimentos ou em blocos
de alvenaria, com vantagens ao nível da capacidade de isolamento térmico. No entanto, apesar de se
reconhecer o seu potencial, poucos trabalhos têm procurado compreender ou quantificar a importância
2
que a melhor capacidade de isolamento térmico dos betões leves pode assumir quando estes são
igualmente utilizados em elementos estruturais, nomeadamente ao nível da redução do efeito das
pontes térmicas, que podem ter um impacto significativo no comportamento térmico dos edifícios.
Assim, dadas as crescentes exigências de eficiência energética dos edifícios e em face da
potencialidade evidenciada pelos BEAL, é importante investir no estudo aprofundado da caracterização
térmica deste tipo de betões. Nesse sentido, o presente trabalho visa proceder à caracterização térmica
dos BEAL, tendo em conta diferentes composições e tipos de agregados, de modo a abranger as
soluções consideradas mais correntes de aplicação deste tipo de betões.
1.2 Objectivos
O objecto do presente trabalho consiste em caracterizar as propriedades térmicas de betões produzidos
com diferentes tipos de agregado leve e diferentes relações água/cimento, visando abranger a gama
mais corrente de betões leves estruturais. O presente trabalho insere-se num projecto de investigação
iniciado em 2013 e que tem exactamente por objectivo a Durabilidade e vida útil de betões estruturais
de agregados leves energeticamente mais eficientes.
O trabalho prevê a realização de uma extensa campanha experimental, que envolve a produção e
ensaio dos provetes de várias misturas, de modo a se proceder à caracterização física, mecânica e,
sobretudo, térmica, nomeadamente tendo em consideração ensaios de massa volúmica, resistência à
compressão e de determinação da condutibilidade térmica e calor específico. A caracterização térmica
é efectuada tendo em consideração dois métodos distintos: método transiente; método fluximétrico.
As misturas foram produzidas com um agregado de massa volúmica normal e 4 tipos de agregados
leves de porosidade bastante distinta, tendo em conta argamassas de diferentes compacidades,
envolvendo 4 relações a/c. Todas as misturas estudadas foram produzidas com cimento tipo I.
Pretende-se avaliar a redução da condutibilidade térmica dos BEAL em relação aos betões
convencionais, assim como as vantagens da sua aplicação em situações reais, ao nível do
desempenho energético dos elementos construtivos.
Em suma, o presente estudo visa contribuir para um melhor conhecimento e maior confiança no
dimensionamento e utilização dos BEAL, dotando o meio técnico de maior informação para a sua
utilização.
1.3 Metodologia e organização do trabalho
Este trabalho divide-se em quatro fases distintas. A primeira fase consistiu na pesquisa e recolha de
elementos bibliográficos sobre o tema, de forma a compreender e adquirir os seus fundamentos
teóricos, assim como definir a forma de executar a campanha experimental.
3
A segunda fase consistiu no planeamento da campanha experimental delineada, elaborando o plano
das betonagens e dos materiais a utilizar, assim como dos ensaios a efectuar.
De seguida, procedeu-se à realização da campanha experimental, começando pelos ensaios de
caracterização dos agregados, seguidos dos ensaios dos betões no estado fresco e endurecido. Após
a conclusão dos ensaios, procedeu-se à apresentação e discussão dos resultados obtidos. É
importante referir que parte da campanha experimental, nomeadamente a fase inicial e de produção,
foi realizada em conjunto com os restantes elementos do projecto de investigação, permitindo assim
repartir parte da quantidade de trabalho e gerir mais eficazmente os recursos utilizados.
Em relação à organização do trabalho escrito, este encontra-se dividido em cinco capítulos, incluindo
as secções referentes à introdução e conclusão.
No capítulo 2 é apresentada uma breve revisão bibliográfica do estado da arte dos betões de agregados
leves, sendo inicialmente realizada uma caracterização geral deste tipo de betões para depois, com
maior ênfase, ser abordada a caracterização das suas propriedades térmicas e dos diferentes métodos
de ensaio que podem ser utilizados na sua avaliação.
O capítulo 3 introduz a campanha experimental, procedendo-se à sua descrição pormenorizada, desde
a caracterização dos materiais aos diferentes ensaios térmicos realizados, passando pelas
composições das misturas, ensaios no estado fresco e estado endurecido.
No capítulo 4 são apresentados os resultados obtidos nos ensaios realizados e procede-se à sua
análise.
Finalmente, no capítulo 5 são referidas as conclusões obtidas da análise dos resultados, assim como
algumas propostas para desenvolvimentos futuros do tema.
4
2 Estado da arte
De modo a estabelecer um contexto teórico do tema abordado, será ao longo deste capítulo exposto
um estado da arte, que consiste em fazer o levantamento de vários trabalhos relacionados, directa ou
indirectamente, com os objectivos desta dissertação. Este levantamento de informação servirá de
referência para posterior análise de resultados obtidos nos diversos ensaios efectuados. Será dado
particular ênfase às propriedades térmicas dos betões estruturais de agregados leves, dado ser esse
o âmbito do trabalho.
2.1 Enquadramento geral
A origem dos betões produzidos com agregados leves não é exactamente conhecida, mas remonta
aos primórdios da civilização, sendo conhecidas construções com mais de 5000 anos. Estes primeiros
agregados leves de origem vulcânica (maioritariamente pedra-pomes e escória) eram vantajosos
devido à sua maior facilidade de exploração, processamento e transporte face aos agregados
convencionais.
Alguns dos exemplos mais conhecidos devido à sua durabilidade e benefício de aplicação provêm do
império Romano, de onde se destacam estruturas com utilização de betão leve, tais como o Coliseu
(Figura 2.1) e Panteão de Roma (Figura 2.2), assim como diversos aquedutos, que ainda hoje
subsistem sem grandes danos (Holm e Bremner 2000; Chandra e Berntsson 2003).
Figura 2.1 Coliseu de Roma, construído
entre o ano 70 e 82 D.C. (Chandra e
Berntsson 2003)
Figura 2.2 Panteão de Roma, construído
no ano 118 D.C. (Chandra e Berntsson
2003)
Depois da queda do império romano, o uso do betão de agregados leves apenas voltou a ressurgir com
relevância a partir do séc. XX, impulsionado pelo desenvolvimento dos primeiros agregados leves
artificiais e a sua bem-sucedida aplicação durante as guerras mundiais, nomeadamente na indústria
naval. (Bogas 2011; Holm e Bremner 2000; ACI213 et al. 2003)
5
Actualmente os BEAL, em resultado da sua reduzida massa volúmica, são aplicados em vários
domínios da construção, podendo ter fins estruturais, de isolamento térmico (sem função estrutural) ou
simplesmente de enchimento (ACI213 et al. 2003), sendo o último dos domínios aquele que tem tido
maior expressão no mercado de construção (Newman 1993).
No entanto, são também várias as situações em que se tem impulsionado a utilização de betões
estruturais de agregados leves (BEAL), tais como arranha-céus, tabuleiros de pontes, estruturas
flutuantes, edifícios com solos de fundação pobres e obras de reabilitação (Cortês 2014; Bogas 2011;
Holm e Bremner 2000).
Dado que a capacidade de isolamento térmico do betão relaciona-se com a sua massa volúmica (FIP
1983; Newman 1993), os betões leves, para além de permitirem o aligeiramento das estruturas, vão
igualmente contribuir para aumento da capacidade de isolamento térmico, e assim, para uma maior
eficiência energética dos edifícios.
São vários os exemplos de utilização de betão leve em soluções não estruturais, com o objectivo de
aproveitar as suas melhores capacidades térmicas, como é o caso de soluções para alvenaria ou
soluções de enchimento para isolamento térmico. A produção de blocos de alvenaria e painéis pré-
fabricados autoportantes com elevadas capacidades de isolamento térmico são dois tipos de aplicação
dos quais existem vários exemplos da sua utilização na Noruega, antiga União Soviética, Alemanha,
Austrália, Reino Unido, América do Norte, entre outros países (Lazarus 1993). Para a mesma
resistência, os blocos de alvenaria em betão leve, para além do seu adequado comportamento térmico,
são menos pesados do que as soluções tradicionais, reduzindo custos de laboração e forças de inércia
nos edifícios (Roberts 1997). Em Portugal, são diversas as obras em que se tem aplicado betão leve
como solução de enchimento e isolamento térmico, como é exemplo do betão leve utilizado nas lajes
de pavimento do palácio Sotto Mayor (Figura 2.3).
Figura 2.3 Construção Palácio Sotto Mayor - lajes
6
Em face das novas exigências regulamentares, é crescente o interesse na procura de materiais com
melhores capacidades de isolamento térmico. Nesses termos, o betão leve estrutural, apesar de estar
associado a custos iniciais mais elevados, surge como alternativa aos betões normais, na medida em
que permite soluções energeticamente mais eficientes. De facto, um dos objectivos consiste em
procurar soluções estruturais, que sem prejudicar significativamente a sua capacidade mecânica e de
durabilidade, permitam a redução dos efeitos das pontes térmicas em edifícios, contribuindo para a
diminuição do consumo energético.
Tendo em consideração os objectivos do presente trabalho, em seguida serão discutidas a principais
propriedades gerais dos betões estruturais de agregados leves, dando-se maior destaque às suas
principais propriedades térmicas. Será realizado um breve resumo dos principais trabalhos
desenvolvidos no domínio da caracterização térmica dos BEAL, bem como a apresentação de alguns
dos escassos estudos existentes que focam a simulação energética de elementos em BEAL. De modo
a facilitar a leitura e interpretação do documento, será ainda efectuado um breve resumo da
caracterização térmica dos betões em geral, com referência aos vários métodos de ensaio da
condutibilidade térmica e principais diferenças entre os mesmos.
2.2 Propriedades gerais do betão estrutural de agregados leves
Os betões leves podem ser produzidos por diferentes vias, desde a incorporação de uma elevada
quantidade de vazios na matriz até à utilização de uma grande diversidade de agregados leves naturais
ou artificiais (Bogas 2011). No entanto, apenas os betões produzidos com alguns agregados leves,
nomeadamente de argila expandida, cinzas volantes e alguns tipos de agregados naturais são capazes
de apresentar características estruturais (Holm e Bremner 2000).
As características mais relevantes na comparação dos BEAL com os betões de agregados normais
(BAN) são a massa volúmica, a condutibilidade térmica e o transporte de água entre o agregado e a
pasta (Pino 2013; Newman 1993).
A substituição dos agregados tradicionais por agregados leves no betão permite a redução da massa
volúmica, mas também influencia o comportamento no betão fresco (trabalhabilidade, colocação,
compactação, acabamento e cura), assim como o comportamento do betão endurecido (resistência
mecânica, módulo de elasticidade, propriedades térmicas, retraccão, fluência e durabilidade),
afectando as propriedades mecânicas e o seu desempenho a longo prazo (Pino 2013; EuroLightConR2
1998; FIP 1983).
Nos pontos em seguida abordam-se algumas das propriedades que distinguem os BEAL dos BAN.
7
2.2.1 Características físicas e mecânicas
2.2.1.1 Massa Volúmica
É a principal característica que distingue os BEAL dos betões convencionais. É influenciada pelo
volume, teor de água, absorção, tipo de agregado e ainda, em menor escala, pelas características da
pasta. O volume de agregado é o factor que mais influencia a massa volúmica, devido ao facto de este
constituir cerca de 70-80% do volume do betão. A utilização de diferentes tipos de agregados leves terá
assim um significativo impacto na variação da massa volúmica dos betões (FIP 1983).
A massa volúmica dos BEAL pode de forma aproximada ser relacionada com a sua resistência
(EuroLightConR2 1998), uma vez que ambas as propriedades são afectadas de idêntica forma pela
porosidade do betão, neste caso, relação a/c e tipo e volume de agregado (Holm e Bremner 2000; FIP
1983). No entanto, não existe uma relação única entre estas propriedades, visto que a forma como o
agregado afecta a resistência depende do nível de resistência do betão e do tipo de agregado (ver
2.2.1.2).
Em geral, verifica-se que tendo em consideração as características dos agregados existentes no
mercado, os betões leves estruturais apresentam massas volúmicas secas superiores a cerca de 1200
kg/m3 (Bogas 2011; ACI213 2003; Mindess 2003). De acordo com a norma Europeia NPEN206-1
(2005), o betão leve é especificado como possuindo massas volúmicas após secagem em estufa entre
800 e 2000 kg/m3. Esta classificação é igualmente adoptada na secção 11 do Eurocódigo 2 (EN1992-
1-1 2004).
2.2.1.2 Resistência à compressão
A transferência de esforços em betões de massa volúmica normal, que contém agregados cuja
resistência é superior à resistência da pasta, ocorre através dos agregados e pelas camadas
intermédias da mesma (Figura 2.4). Uma vez que a capacidade resistente dos agregados é superior à
da pasta, as linhas de rotura tendem a contornar os agregados. No caso de os agregados serem menos
resistentes que a pasta, como habitualmente acontece nos betões leves, a distribuição de esforços no
elemento será diferente (Figura 2.5). Dado que a pasta é mais resistente, as linhas de rotura tendem a
propagar-se através dos agregados.
Assim, o comportamento mecânico dos BEAL depende do nível de resistência do betão e das
características das suas fases constituintes. Por exemplo, caso se utilize um agregado leve de menor
porosidade envolto por uma pasta de elevada relação a/c, o comportamento dos BEAL pode ser
semelhante ao dos BAN, ocorrendo a rotura preferencialmente pela pasta.
8
Figura 2.4 – Betão de massa volúmica
normal (Bogas e Gomes 2013)
Figura 2.5 – Betão de agregados leves
(Bogas e Gomes 2013)
De facto, Bogas e Gomes (2013) verificaram que, em betões produzidos com agregados leves de
massa volúmica superiores a 1200 Kg/m3, o comportamento era semelhante ao de betões de massa
volúmica normal, para resistências à compressão abaixo de 60 MPa. Por outro lado, os BEAL com
agregados de massa volúmica inferior a 900 Kg/m3 foram menos apropriados para fins estruturais.
Em geral pode-se concluir que a influência dos agregados leves na resistência do betão é tanto maior
quanto menor a sua massa volúmica, maior a resistência da pasta e maior a idade do betão.
Bogas (2011) verificou ainda que a variação do volume de agregados conduz a uma menor alteração
da resistência à compressão do que a variação da relação a/c, para as mesmas variações de massa
volúmica do betão.
Todos os tipos de agregado têm limites de resistência máximos. No caso dos agregados leves, esse
limite pode ser alargado reduzindo as suas dimensões máximas, permitindo atingir valores de
resistência à compressão superiores.(ACI213 et al. 2003). Por esse motivo, a dimensão máxima dos
agregados leves é usualmente limitada a 12-16 mm para a produção de BEAL (Clarke 1993;
EuroLightConR2 1998; Dreux 1986).
2.2.1.3 Resistência à tracção
Em geral, a resistência à tracção de betões de agregados leves depende da resistência à tracção dos
agregados, da pasta e ainda da resistência da interface pasta/agregado (FIP 1983; Holm e Bremner
2000; Bogas e Nogueira 2014). Uma vez que nos betões leves os agregados têm menor resistência do
que a pasta, a resistência à tracção dos BEAL tende a ser condicionada pelo tipo de agregado, sendo
inferior à dos betões de massa volúmica normal de igual composição.
9
Bogas e Nogueira (2014) reportam resistências à tracção de betões estruturais de agregados leves de
80 a 85% das apresentadas em betões normais de igual resistência à compressão. A relação diminui
para 70% quando é utilizada areia leve na composição.
Tal como sucede nos betões convencionais, verifica-se uma elevada correlação entre a resistência à
tracção e a resistência à compressão, dado que ambos são essencialmente afectados pelos mesmos
factores (Holm e Bremner 2000; Chandra e Berntsson 2003). No entanto, parece existir uma maior
influência do agregado na resistência à tracção do que à compressão (Bogas e Nogueira 2014). Por
esse motivo, a normalização Europeia faz depender a relação entre a resistência à tracção e à
compressão também da massa volúmica (NP EN 206-1).
2.2.1.4 Módulo de Elasticidade
O módulo de elasticidade de um betão é função da proporção e módulo de elasticidade dos seus
constituintes, assim como das zonas de interface agregado/pasta.
Uma vez que os agregados leves apresentam menor rigidez, com valores geralmente inferiores a 15
GPa, face aos 30 a 100 GPa apresentados pelos agregados de massa volúmica normal, são obtidos
menores módulos de elasticidade nos BEAL (FIP 1983; Newman 1993; Holm e Bremner 2000; Chandra
e Berntsson 2003; ACI213 et al. 2003). Por outro lado, os BEAL, ao estarem associados a maiores
volumes de pasta, conduzem também para menores módulos de elasticidade face aos BAN de igual
resistência (Newman 1993).
De acordo com o FIP (1983), o módulo de elasticidade dos BEAL, com massas volúmicas na ordem de
1700 kg/m3, é cerca de 50% do observado para BAN de iguais resistências. No ACI213 et al. (2003), é
referido que esses valores podem variar entre 50 e 75% para betões com resistências até 40 MPa.
Em comparação com o tipo e volume de agregado, na formulação deste tipo de betões, a redução da
relação a/c tem pouca influência no valor do módulo de elasticidade (EuroLightConR2 1998).
Tal como referido para a resistência à tracção, verifica-se uma adequada relação entre a resistência à
compressão e o módulo de elasticidade, dado que estes dependem da porosidade dos seus
constituintes (EuroLightConR2 1998; Zhang e Gjorv 1991; Curcio et al. 1998). Por esse motivo, faz-se
depender essa relação também da massa volúmica (EN 1992-1 2004; ACI213 et al. 2003)
2.2.1.5 Retracção
A retracção do betão é afectada por diversos factores, tais como: as características de retracção da
pasta; a restrição à deformação imposta pelos agregados, sendo influenciado pelo volume e rigidez do
agregado; a fracção volumétrica ocupada pela pasta e pelo agregado; a humidade e temperatura; a
geometria do elemento (Mindess et al. 2003; EuroLightConR2 1998).
10
Nos BEAL, dado que a rigidez dos agregados leves é inferior à dos agregados de massa volúmica
normal, a retracção a longo prazo tende a ser mais elevada do que a dos BAN de igual composição
(Bogas, Brito, Cabaço 2014; Zhang et al 2005). Outro factor que contribui para a maior retração nos
BEAL é o maior volume de pasta usualmente apresentado por este tipo de betões (FIP 1983). No
entanto, devido ao efeito de cura interna proporcionado pelos agregados, o desenvolvimento da
retracção em idades jovens tende a ser menor nos BEAL (Zhang 2005; Cusson e Hoogeveen 2008).
São vários os trabalhos que demonstram o sucesso da utilização de agregados leves na redução da
retracção autogénea (Bogas e Nogueira 2014; Pietro e Bisschop 2004; Hoff 2003).
2.3 Durabilidade
A durabilidade define-se como a capacidade que um elemento ou material tem de manter as suas
características de serviço ao longo de um determinado tempo, num dado ambiente (EuroLightConR2
1998; Mehta e Monteiro 2006). A durabilidade do betão depende da sua capacidade de resistir a acções
externas, que podem ser de origem física, química, mecânica, estrutural e biológica (Bertolini et al.
2004).
A durabilidade do betão está relacionada com as suas propriedades de transporte, na medida em que
são estas que controlam a penetração e percolação de agentes agressivos no betão (Mehta e Monteiro
2006; Kropp 1995). O incremento de penetrabilidade (permeabilidade, difusão, absorção) determina a
velocidade do transporte dos agentes agressivos (EuroLightConR2 1998).
A durabilidade dos BEAL tem sido testemunhada desde a antiguidade, em estruturas com mais de 2000
anos, que sobreviveram até aos dias de hoje sem grandes sinais de deterioração, como é exemplo a
cúpula do panteão de Roma, onde foram utilizados agregados vulcânicos (Holm e Bremner 2000;
Chandra e Berntsson 2003). Outros exemplos de elevada durabilidade dos BEAL foram testemunhados
em vários exemplos de aplicação durante a primeira metade e meados do século XX, como é o caso
de barcos construídos na segunda guerra mundial em que após mais de 50 anos evidenciaram poucos
sinais de deterioração, apesar do ambiente severo a que estiveram sujeitos (Holm 1980).
À partida, dado que os agregados leves apresentam porosidade mais grosseira do que a pasta de
cimento, é natural que a penetrabilidade seja superior através destes elementos. Assim, é comum
referir que os BEAL apresentam maior penetrabilidade e, como tal, menor durabilidade do que os BAN
de igual composição. No entanto, alguns resultados sugerem que a durabilidade dos BEAL não é
necessariamente inferior (EuroLightConR2 1998). Tal é atribuído aos seguintes aspectos a ter em
consideração nos BEAL (EuroLightConR2 1998; Chandra e Berntsson 2003; Holm e Bremner 2000;
Bogas 2011):
Os betões leves estão usualmente associados a maiores compatibilidades elásticas entre o
agregado e a pasta, bem como zonas de transição agregado/pasta de melhor qualidade;
11
Os agregados leves são rodeados pela matriz cimentícia, que reduz a conectividade e
acessibilidade dos agregados, em especial, nos casos de betões de reduzido a/c associados a
pastas de elevada compacidade;
A cura interna proporcionada pelos agregados leves no betão, permite que exista um melhor
desenvolvimento da hidratação da pasta cimentícia que envolve os agregados leves;
Os agregados leves, após o endurecimento do betão, apresentam-se, em geral, não saturados,
o que reduz o risco de gelo-degelo, bem como o transporte de cloretos, por difusão;
Tendo em consideração betões de igual resistência, os BEAL estão usualmente associados a
pastas de maior compacidade, e como tal, menos permeáveis.
2.4 Propriedades térmicas do betão leve
Conforme referido anteriormente, o betão leve surgiu com o principal objectivo de reduzir a carga
permanente, permitindo aligeirar as construções, conduzindo a soluções mais esbeltas ou viabilizando
diversos casos de reabilitação. Porém, devido à sua menor massa volúmica, o betão leve contribui
ainda para o aumento da sua capacidade de isolamento térmico (Chandra e Berntsson 2003; Newman
1993). Desse modo, a utilização de BEAL em edifícios pode assumir um papel relevante na redução
do consumo energético, conduzindo potencialmente a soluções energeticamente mais eficientes e
ambientalmente mais sustentáveis.
A aplicação de betões em soluções não estruturais com o objectivo de aligeirar as construções e
cumprir os critérios de exigência funcionais tem sido evidente em exemplos de elementos de alvenaria,
painéis pré-fabricados e soluções de regularização de pisos (Roberts 1997; Clarke 1993).
Presentemente, a aplicação de betão leve em elementos não estruturais é ainda o campo de aplicação
mais atractivo para este tipo de betões, sendo os agregados leves produzidos, que estão associados a
maior expansão e porosidade, mais vocacionados para domínios de aplicação não estruturais (Bogas
2011; Newman 1993). No entanto, com as crescentes exigências de isolamento térmico dos edifícios e
em face das novas propriedades atingidas pelos BEAL de nova geração, em que a introdução de
superplastificantes veio resolver alguns dos seus problemas, como o controlo de trabalhabilidade e a
reduzida resistência e rigidez, aumentou o entusiasmo na utilização dos betões leves estruturais. De
facto, a utilização de BEAL em alternativa aos betões convencionais pode contribuir adicionalmente
para a redução do efeito das pontes térmicas nos elementos estruturais, reduzindo os níveis de
consumo energético das habitações ou minimizando os sistemas de correcção necessários ao
cumprimento das exigências regulamentares de isolamento térmico (Bogas 2011).
Assim, importa perceber até que ponto os BEAL podem contribuir de forma viável e efectiva para o
melhor desempenho térmico das habitações. Como tal, é necessário proceder à caracterização térmica
dos mesmos, tendo em consideração diferentes composições e diferentes cenários de massa volúmica
e resistência, de modo a abranger, pelo menos, a gama mais comum de betões leves estruturais.
12
Nesse sentido, e tendo em consideração o âmbito do trabalho, nos pontos em seguida faz-se um breve
resumo das principais propriedades térmicas a ter em consideração nos betões, bem como as principais
diferenças associadas à utilização de agregados leves, que até à presente data têm sido reportadas na
literatura. De entre as características térmicas dos materiais, serão abordadas a condutibilidade
térmica, o calor específico volumétrico, a difusividade térmica e a inércia térmica, que afectam
directamente as trocas de calor nos elementos construtivos (Fernandes 2014).
2.4.1 Condutibilidade térmica
A condutibilidade térmica de um material (λ) define-se como a quantidade média de calor que atravessa
um material homogéneo através de um volume cúbico de um metro de aresta, quando submetido a um
gradiente de temperatura de 1ºC entre as faces opostas (Holm e Bremner 2000; FIP 1983).
A unidade do sistema internacional (SI) para esta grandeza é o Watt (W) por metro (m) e por grau
Kelvin (K) [W/m.ºK]. Nesta dissertação é utilizado o grau Celsius (ºC) [W/m.ºC], que assume os mesmos
valores. (Holm e Bremner 2000).
Materiais com condutibilidades térmicas elevadas conduzem rapidamente o calor, podendo ser
utilizados como dissipadores térmicos. Materiais com condutibilidades mais reduzidas são
normalmente utilizados como isolantes térmicos, devido à lenta passagem do calor pelo seu interior. O
inverso da condutibilidade térmica é definido pela resistividade térmica.
A resistência térmica, RT, de uma dada solução construtiva pode ser avaliada de acordo com a
expressão (2.1), para elementos dispostos em série, em que di é a espessura e i a condutibilidade
térmica de cada material. Se um elemento (por exemplo uma parede) for composto por várias camadas
uniformes de diferentes materiais em contacto entre si ou separados por caixas-de-ar, espessura
constante, a resistência térmica do elemento será dada pela soma directa das resistências de cada
camada, incluindo os espaços com ar (Cavanaugh e Speck 2002).
RT= ∑
di
i
n
i=1
(m2.ºC/W) (2.1)
A capacidade de isolamento térmico de uma dada solução construtiva é usualmente avaliada pelo
coeficiente de transmissão térmica, U, que pode ser obtido a partir da expressão (2.2), correspondendo
à soma do inverso das resistências térmicas das várias camadas e das resistências superficiais
interiores, Rsi, e exteriores, Rse.
13
U =
1
∑di
i+Rsi+Rse
(W/ m2.ºC)
(2.2)
A condutibilidade térmica do betão depende principalmente da sua massa volúmica e do seu teor de
humidade, sendo ainda influenciada pela dimensão e distribuição dos poros, composição química dos
componentes sólidos, fases e estrutura do material (cristalina, amorfa) e temperatura. (FIP 1983; Holm
e Bremner 2000; Fernandes 2014; Real e Bogas 2015).
De um modo geral, a condutibilidade térmica tende a aumentar com o aumento da massa volúmica,
teor de humidade ou temperatura (Holm e Bremner 2000; FIP 1983; EuroLightConR2 1998). No
entanto, em relação a esta última propriedade, de acordo com o FIP (1983), em ensaios realizados
entre 20ºC e 60 ºC, foram obtidas diferenças pouco significativas na condutibilidade térmica. Os
materiais cristalinos, como é o caso do quartzo, apresentam maior condutibilidade térmica do que os
materiais amorfos. Em particular, a escória de alto-forno, que se trata de um material vítreo, possui
baixa condutibilidade térmica.
É reconhecido que a condutibilidade térmica varia de forma inversamente proporcional à porosidade,
evoluindo favoravelmente com os vários parâmetros que contribuem para o aumento de compacidade
do material (Bessenouci 2011). De facto, a condutibilidade térmica do betão resulta da condutibilidade
da estrutura silicatada e do teor de ar contido na estrutura porosa (Uysal 2004). Vários autores
consideram que a massa volúmica é a propriedade que melhor se relaciona com a condutibilidade
térmica do betão, sendo sugeridas relações exponenciais entre estas duas propriedades (Real e Bogas
2015; Newman 1993; ACI213 et al. 2003) (Figura 2.6).
Figura 2.6 Relação entre a massa volúmica seca e a condutibilidade térmica seca.
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
600 900 1200 1500 1800 2100 2400
Co
nd
uti
bil
ida
de térm
ica s
eca (
W/m
ºC)
Massa volúmica seca (kg/m3)
Bogas (2011)
FIP (1983)
Protolab
Zhihua et al (2006)
ISO/FDIS 10456 (2007)
Sengul et al (2010)
Akçaozoglu et al (2012)
Alengram et al (2013)
Lo-Shu et al (1980)
Van Geem et al (1982)
ACI 213 (1967 de FIP 1983)
Newman (1993)
Valore (1980)
ITE 50 (2006)
Lightweight concrete in general(FIP 1983)
14
Em materiais heterogéneos como o betão, a condutibilidade térmica é determinada pelas
características térmicas das fases constituintes, nomeadamente a pasta e os agregados, podendo
ainda ser influenciada pela forma como estas se interligam (zona de transição). Neste caso, a reduzida
condutibilidade térmica do ar aprisionado na estrutura porosa dos agregados leves (EuroLightConR2
1998; Demirboǧa e Gül 2003) é o principal fator que os distingue dos betões convencionais. No entanto,
dado que os agregados podem ocupar cerca de 70 a 80% do volume do betão, a substituição de
agregados de massa volúmica normal por agregado leve, pode conduzir a reduções importantes da
condutibilidade térmica (Neville 1995; Lo-Shu 1980; Chi 2003). Em relação à matriz que envolve os
agregados, constata-se que o aumento do teor de cimento, normalmente associado a um aumento
respectivo da compacidade da pasta, contribui para o incremento da condutibilidade térmica (Ashworth
e Ashworth 1991; FIP 1978; Uysal 2004).
Assim, a principal razão para a redução da condutibilidade térmica dos betões de agregados leves,
comparando com os betões de agregados de massa volúmica normal, de igual composição, é a
quantidade de ar retido na sua estrutura porosa, através dos agregados (Demirboǧa e Gül 2003;
EuroLightConR2 1998).
Conforme referido em (2.2.1.2) apesar de a resistência à compressão dos BEAL variar de forma
proporcional com a sua massa volúmica não é possível estabelecer uma relação única entre estas
propriedades (FIP 1983; Bogas e Gomes 2013). De facto, a eficiência estrutural dos BEAL, dada pela
relação entre a resistência mecânica e a massa volúmica depende de vários fatores, como a
composição da mistura, tipo de agregado e nível de resistência do betão (Bogas e Gomes 2013; Chen
1995). Assim, deverá ser difícil estabelecer uma relação direta entre a condutibilidade térmica e a
resistência mecânica dos BEAL.
Apesar do teor em água dos betões afectar ligeiramente a sua massa volúmica, é na variação da
condutibilidade térmica que este assume maior relevância. De facto, a água ao apresentar uma
condutibilidade térmica cerca de 25 vezes superior à do ar, vai aumentar a capacidade de transmissão
de calor (Ashworth e Ashworth 1991; FIP 1978). Aumentos de 6 a 9% na condutibilidade térmica dos
BEAL por cada incremento de 1%, em massa, do teor de humidade, são referidos no ACI213 et al.
(2003). Por sua vez, no FIP (1983) são sugeridos aumentos de 2 a 6% na condutibilidade térmica por
cada 1% adicional de teor de humidade, medido em volume. Dado que os BEAL estão usualmente
associados a maiores teores de humidade e maiores tempos de secagem (Bogas 2011; Smeplass
2000), a condutibilidade térmica pode ser afectados de forma mais significativa pelo teor de humidade
(Del Coz Díaz et al. 2013).
Segundo (ACI213 et al. 2003), a condutibilidade corrigida do efeito da humidade pode ser calculada
através da expressão (2.3), em que wm e wo representam a massa volúmica da amostra húmida e seca
(Kg/m3), respectivamente.
15
𝜆𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔𝑖𝑑𝑜 = 𝜆𝑠𝑒𝑐𝑜 ∗ (1 + 6 ∗
(𝑤𝑚 − 𝑤𝑜)
𝑤𝑜) (2.3)
Verifica-se ainda que a condutibilidade térmica pode depender significativamente do método de
medição utilizado, o que dificulta a caracterização dos BEAL.(Van Geem 1982; Hoff 2003) apresenta
um estudo envolvendo 3 métodos diferentes (guarded hot plate test, hot wire test, calibrated hot box
test), onde demonstra a elevada variabilidade que se pode obter entre diferentes métodos (Figura 2.7).
Em 2.4.4 é apresentado um breve resumo dos principais ensaios actualmente existentes utilizados na
caracterização da condutibilidade térmica.
Figura 2.7 Condutibilidade térmica de betão segundo vários métodos de ensaio (Holm e
Bremner 2000; Van Geem 1982)
De acordo com Holm e Bremner (2000), a condutibilidade térmica esperada em BEAL com
aproximadamente 1850 Kg/m3 de massa volúmica, varia entre cerca de 0.58 e 0.86 W/mºC, ao passo
que em betões de massa volúmica normal (2400 Kg/m3), a condutibilidade térmica varia entre 1.4 e
2.9 W/mºC. Por sua vez, no ITE50 (2006), são referidos valores entre cerca 0.85 e 1.05 W/mºC para
betões leves de 1400 a 1800 Kg/m3 de massa volúmica e valores entre 1.65 e 2.0 W/mºC no caso de
betões correntes de massa volúmica entre 2000 e 2600 Kg/m3. A estes valores correspondem reduções
de cerca de 50 a 70% na condutibilidade térmica dos BEAL face aos BAN. Outros autores
caracterizaram a condutibilidade térmica dos BEAL, conforme ilustrado na Figura 2.7, embora
geralmente limitado a betões de reduzida resistência ou focando-se apenas numa dada composição e
condição de humidade.
16
Bogas (2011) estimou de forma indicativa que, em termos de capacidade de isolamento, uma parede
de betão leve com 0,4 m de espessura corresponde aproximadamente a uma parede de betão normal
com 1 m de espessura ou uma parede simples de tijolo furado com 0,2-0,24 m de espessura (ITE50
2006). Para tal, o autor teve em consideração coeficientes de condutibilidade de 0,65 W/mºC e 1,65
W/mºC em BEAL e BAN, respectivamente.
Em suma, tendo em consideração a bibliografia consultada, verifica-se que ainda existem várias
dúvidas na caracterização geral das propriedades térmicas dos BEAL, em parte devido ao vários
factores que podem condicionar a sua determinação, mas também devido ao facto de serem escassos
os trabalhos que consideram betões com diferentes composições, níveis de resistência, massa
volúmica e teores de humidade. Assim, é necessário desenvolver trabalhos experimentais que tenham
simultaneamente em consideração estes aspectos, conforme efectuado no presente estudo. Desse
modo, é possível contribuir para uma melhor segurança na utilização dos BEAL, e um melhor
conhecimento do comportamento esperado pela introdução de BEAL em edifícios.
Conclui-se também que a seleção de um dado BEAL para uma determinada aplicação estrutural, tendo
também em conta critérios de otimização energética, não é uma tarefa simples, dado que a capacidade
de isolamento térmico e o desempenho mecânico e de durabilidade são propriedades que dependem
de forma oposta da massa volúmica e porosidade do betão (Sacht 2010).
2.4.2 Calor específico
O calor específico é definido como a quantidade de calor necessária para elevar uma massa unitária
de um certo material em 1 grau. Expressa-se em J/kg.ºC (Holm e Bremner 2000).
O calor específico tende a aumentar com a temperatura e com a diminuição da massa volúmica. Esta
propriedade é pouco afectada pela composição mineralógica dos agregados, mas pode aumentar
significativamente com o incremento do teor de humidade do betão, devido ao elevado calor específico
da água no interior dos poros. O calor específico de amostras de betão leve secas tem pouca variação,
nem difere de forma significativa dos betões normais (cerca de 860 J/kg.ºC). Em amostras com
humidade o calor específico aumenta devido ao elevado calor específico da água contida nos poros
(4200 J/kg.ºC) (Neville 1995).
Assim, imediatamente após a mistura, é natural que os betões de agregados leves, associados a maior
teor de humidade e secagens mais lentas, apresentem um calor específico superior ao dos betões
correntes (FIP 1983).
2.4.3 Difusividade
A difusividade térmica (α) é definida através da condutibilidade térmica (λ), do calor específico (c) e da
massa volúmica (ρ). Esta propriedade caracteriza a forma como o calor se propaga através de um
17
material, informando sobre a velocidade com que um corpo se ajusta à temperatura envolvente (Neville
1995). Materiais com baixa difusividade retardam a transferência de calor entre o material e a
envolvente e vice-versa.
Matematicamente a difusividade é obtida pelo quociente entre a condutibilidade térmica (λ) e o produto
entre o calor específico (c) e a massa volúmica (ρ), conforme representado em (2.4). A sua unidade SI
é o metro quadrado por segundo (m2/s) (Fernandes 2014; Holm e Bremner 2000).
𝛼 =
𝜆
𝑐𝜌 (2.4)
Devido à influência que o teor de humidade tem nas propriedades térmicas do betão, a difusividade
deve ser medida em elementos com o teor de humidade semelhante ao que se prevê na realidade
(Neville 1995).
Tendo em consideração que a condutibilidade térmica do betão varia de forma exponencial com a
massa volúmica e tendo em consideração que o calor especifico tende a ser, em geral, ligeiramente
superior nos BEAL, conclui-se que a difusividade tende a diminuir com a substituição de agregados de
massa volúmica normal por agregado leve.
2.4.4 Coeficiente de expansão térmica
O coeficiente de expansão térmica refere-se à variação de comprimento ou volume de um dado
elemento quando a temperatura deste se altera em um grau. Exprime-se em metros por grau Celcius
(m/ºC).
Tal como em quase todos os materiais de uso corrente em engenharia, o betão tem um coeficiente de
expansão térmica positivo. Este valor depende da composição e do teor de humidade do betão (Neville
1995).
A proporção dos vários componentes da mistura vai influenciar o valor final desta propriedade, uma vez
que a pasta cimenticia e os agregados têm coeficientes de expansão distintos. Para a pasta são
referidos valores compreendidos entre 11x10-6 e 20x10-6 m/ºC, normalmente mais elevados que os
obtidos nos agregados (Neville 1995).
Segundo Neville (1995), o coeficiente de expansão térmica é menor quando o betão se encontra
completamente seco ou saturado e aumenta quando este adquire um teor de humidade intermédio,
sendo este fenómeno atribuído a efeitos de capilaridade.
18
Em geral, os betões com agregados leves apresentam coeficiente de expansão térmica inferior aos
betões com agregados convencionais, referindo-se valores compreendidos entre 7x10-6 a 9x10-6 m/ºC
nos BEAL e entre 10x10-6 a 13x10-6 m/ºC nos BAN (Clarke 1993).
2.4.5 Ensaios de avaliação da condutibilidade térmica
A condutibilidade térmica é a principal característica a avaliar quando se analisa termicamente um
material ou elemento.
Como já foi referido anteriormente, a condutibilidade térmica de um material depende da massa
volúmica, teor de humidade, temperatura, constituintes e vazios presentes na sua estrutura. Está assim
relacionada com a sua estrutura atómica e molecular, porosidade, anisotropia e defeitos/falhas
estruturais. Factores como a idade da amostra, condições de armazenamento e métodos de produção
também têm um impacto importante na condutibilidade térmica.
Devido à variabilidade de materiais e formas dos elementos a avaliar, para além das diferentes
condições de ensaio, não existe um único e inequívoco método para medir a condutibilidade térmica.
Assim, a fiabilidade de um método específico depende de diversos factores, tais como a velocidade de
ensaio, a precisão requerida, o ambiente do ensaio, a natureza física do material, bem como a sua
forma e dimensão (Franco 2007; Fernandes 2014).
Existem vários métodos utilizados para avaliar a condutibilidade térmica de um material, que se dividem
em dois tipos: métodos estacionários e métodos transientes.
2.4.5.1 Métodos Estacionários
De entre os métodos estacionários para avaliar a condutibilidade térmica de uma amostra, os mais
utilizados e considerados mais precisos, com erros máximos na ordem dos 3% para amostras no estado
seco, são o método da placa quente (em inglês guarded hot plate) e o do medidor de fluxo de calor
(heat flow meter).
Este tipo de métodos consiste em estabelecer um gradiente térmico constante através da amostra
colocada entre duas placas isotérmicas, com temperaturas diferentes. Quando o gradiente térmico
desejado estiver estabelecido, são feitas as medições e o valor da condutibilidade é calculado pela lei
de Fourier (2.5). A quantidade de energia fornecida à placa quente é proporcional à condutibilidade
térmica do material.
A amostra ensaiada através deste processo deve ter dimensões rigorosas e superfícies lisas, para que
seja possível um contacto total com as placas.
19
Qc = Kp x A x (θ1 - θ2) (2.5)
em que,
Qc ‐fluxo de calor por condução em regime permanente através do elemento [W];
Kp ‐ condutância térmica do elemento [W/m2.°C];
A - área da secção do elemento [m2];
Θk -temperaturas nas faces do elemento [°C].
Apesar dos resultados obtidos serem bastante precisos, estes métodos têm alguns inconvenientes, tais
como o custo do equipamento, o grande consumo de água (utilizada para arrefecimento das placas) e
energia, assim como o tempo necessário para que o equilíbrio térmico da amostra seja estabelecido
(Fernandes 2014).
Em termos de normalização, o método heat flow meter rege-se pelas normas europeias ISO 8301
(1991) e NP EN 12667, bem como pela norma americana ASTM C518-98. O método guarded hot plate
obedece às normas ISO 8302 e NP EN 12667, assim como à norma americana ASTM C177-97. As
figuras Figura 2.8 e Figura 2.9 apresentam esquemas dos dois métodos anteriores. No método heat
flow meter (Figura 2.8) o fluxo dá-se através de apenas uma amostra, da placa quente para a fria. O
ensaio guarded hot plate (Figura 2.9) utiliza duas amostras, estabelecendo-se o gradiente entre as
mesmas da superfície mais quente para a mais fria (Franco 2007; Fernandes 2014).
Figura 2.8 - Esquema do método heat flow
meter (Franco 2007)
Figura 2.9 - Esquema do método hot
guarded plate (W1)
20
2.4.5.2 Métodos Transientes
Os métodos transientes medem a condutibilidade térmica através da resposta a um impulso de calor
que é aplicado ao elemento em estudo, ao contrário dos métodos estacionários, que medem a resposta
a um fluxo de calor constante aplicado através da amostra.
Estes métodos têm a vantagem de serem mais expeditos a obter resultados quando comparados com
os métodos estacionários, não sendo necessário aguardar longos períodos de tempo para que as
temperaturas na amostra (e o fluxo de calor) estabilizem.
Quando se utiliza um método transiente, a amostra deve estar em equilíbrio térmico com o ambiente.
É então aplicado pelo aparelho de ensaio (que tem uma sonda em contacto com a amostra) um impulso
de calor numa das faces da amostra.
Durante o tempo de ensaio as variações de temperatura são registadas pela sonda e o cálculo da
condutibilidade térmica é efectuado (Franco 2007; Fernandes 2014).
Existem vários métodos transientes distintos, mas os mais utilizados são o método da fonte plana
(transient plane source), o método da fonte linear (transient line source) e o método da fonte plana
modificado (modified transient plane source), que são explicitados de seguida:
Método da fonte plana (TPS) - a sonda é plana e de dupla face, sendo colocada no interior
da amostra previamente cortada (Figura 2.10);
Figura 2.10 – Esquema do método TPS (W2)
21
Método da fonte linear (TLS) – sonda em formato de agulha, que introduz o impulso de calor
ao longo da espessura da amostra (Figura 2.11);
Figura 2.11 - Esquema do método TLS (W3)
Método da fonte plana modificado (MPTS) – neste caso tem-se uma sonda de face única,
colocada na superfície da amostra. Esta superfície deve ser plana e regular, a fim de permitir
que a área da sonda fique em contacto total com a amostra (Figura 2.12).
Figura 2.12 - Esquema do método MPTS (W2)
22
3 Campanha experimental
3.1 Introdução
No presente capítulo procede-se ao resumo dos procedimentos e ensaios realizados na campanha
experimental, que teve como objectivo fazer a caracterização e análise das propriedades térmicas de
diversos tipos de betão de agregados leves. De modo a analisar o seu componente relativo face aos
betões convencionais, foram ainda analisados betões de referência com agregados de massa volúmica
normal.
Apresenta-se assim uma breve descrição dos métodos e procedimentos utilizados, referindo as normas
correspondentes aos ensaios executados. Toda a campanha experimental realizada no âmbito desta
dissertação decorreu no Laboratório de Construção do Departamento de Engenharia Civil e
Arquitectura do Instituto Superior Técnico e contou com a colaboração, nas suas diversas fases, dos
restantes elementos do projecto de investigação.
3.2 Planeamento
A campanha experimental realizada no âmbito da presente dissertação dividiu-se em várias fases.
Numa primeira fase procedeu-se á definição das composições a estudar e formulação dos betões a
produzir, sendo posteriormente determinadas as quantidades de material necessárias para garantir
essa produção.
Seguidamente, foram selecionados e caracterizados os vários materiais utilizados na produção dos
betões. Procedeu-se à caracterização das propriedades dos agregados finos e grossos, cujos ensaios
se encontram descritos no e Quadro 3.1. Para a caracterização do cimento utilizado, foram adoptados
os valores fornecidos pelo fabricante.
Quadro 3.1 Ensaios relativos aos agregados
Ensaio Norma
Análise granulométrica NP EN 933-1 / NP EN 12620
Baridade NP EN1097-3
Massa volúmica e absorção de água NP EN1097-6
Índice de forma NP EN 933-4 / NP EN 12620 a)
a) apenas para agregados grossos
23
Posteriormente, produziram-se os diferentes tipos de betão e realizaram-se os respectivos ensaios no
estado fresco e endurecido. Estes ensaios encontram-se resumidos no Quadro 3.2 e Quadro 3.3,
respectivamente. O objectivo principal desta fase do trabalho consistiu em caracterizar
laboratorialmente o nível de condutibilidade térmica dos BEAL tendo em conta diferentes classes de
resistência e massa volúmica, bem como diferentes parâmetros de composição.
Finalmente, e de modo a efectuar um estudo mais rigoroso do comportamento térmico dos betões
foram produzidas lajetas para cada tipo de composição estudada, que se integraram numa parede
protótipo a ensaiar numa câmara climática existente no laboratório de construção do Instituto Superior
Técnico.
Quadro 3.2 Ensaios do betão no estado fresco
Ensaio Norma
Abaixamento NP EN12350-2
Massa volúmica NP EN12350-6
Quadro 3.3 Ensaios do betão no estado endurecido
Ensaio Norma
Massa volúmica NP EN12390-7
Resistência à compressão NP EN12390-3
Condutibilidade térmica ASTM D5334-14; ASTM D5930-09
3.3 Materiais, composição e formulação das misturas
A escolha das misturas a utilizar durante a campanha experimental é uma etapa importante, uma vez
que é necessário que os diferentes betões produzidos garantam uma boa abrangência e validade do
estudo realizado. Na definição das composições deve-se procurar o melhor compromisso entre a
obtenção do máximo de informação e o menor esforço empregue na campanha experimental.
Para além dos betões formulados com agregados leves, foram produzidos betões de referência
(utilizando agregados naturais) com o objectivo de aferir, comparativamente, o desempenho relativo
dos betões leves face aos betões de massa volúmica normal.
24
Para obter uma vasta gama de misturas, representativas dos betões leves estruturais de utilização
corrente e de modo a analisar a influência de diferentes parâmetros de composição, foram definidas
diversas misturas. Nesta dissertação não foram formulados betões com adições, tendo sido apenas
estudados betões com ligante do tipo I.
O presente trabalho faz parte de um projecto de investigação que tem sido desenvolvido no Instituto
Superior Técnico desde 2012 no domínio da durabilidade e eficiência energética de betões estruturais
de agregados leves. Tendo em consideração outros trabalhos desenvolvidos na área pelos
intervenientes no projecto, a execução de misturas experimentais no início do mesmo e os objectivos
iniciais definidos, foram definidas misturas de referência que serviram de base às composições
estabelecidas em 3.3.3.
3.3.1 Materiais utilizados
Para a produção dos betões estudados foram utilizados diferentes tipos de agregado. Estes incluem
dois tipos de areias naturais siliciosas (Areia fina e Areia grossa), dois tipos de britas calcárias (Bago
de arroz e Brita 1), dois tipos de agregados leves de argila expandida (Leca e Argex), um agregado
leve de cinzas volantes (Lytag) e um agregado leve de ardósia expandida (Stalite). O cimento utilizado
em todas as misturas foi do tipo I 42.5 R, gentilmente cedido pela empresa SECIL. Nas misturas de
maior compacidade foi ainda utilizado um superplastificante de base policarboxílica, de designação
comercial GLENIUM SKY 548, fornecido pela empresa BASF.
Nas secções seguintes são apresentadas as diferentes características dos materiais utilizados, assim
como as normas utilizadas na realização dos ensaios de caracterização.
3.3.2 Caracterização dos agregados
3.3.2.1 Análise granulométrica
A caracterização de granulométrica dos agregados foi realizada de acordo com a norma NP EN 933-1
e NP EN 12620. Este ensaio consiste na passagem do material (previamente pesado) por uma série
de peneiros com malha de abertura decrescente, ficando assim o agregado retido ao longo dos
mesmos, separado por classes granulométricas. A quantidade de material depositada em cada peneiro
é posteriormente pesada e registada.
25
Para obtenção da percentagem de material retido em cada peneiro utiliza-se a equação 3.1.
%𝑖 =
𝑀𝑖
𝑀∗ 100 (3.1)
onde:
%ri – percentagem de material retido no peneiro i;
Mi – massa de material retido no peneiro i;
M – massa da amostra seca.
Se a soma das massas Mi e do resíduo (material que passa pelo último peneiro) diferir em mais de 1%
da massa M, o ensaio deve ser repetido.
Figura 3.1 Análise granulométrica (peneiração)
A partir da percentagem de material retida em cada peneiro facilmente se determina a percentagem de
material acumulado e percentagem de material retida acumulada em cada peneiro, que permite
caracterizar a granulometria do agregado.
As curvas granulométricas correspondem à relação entre a percentagem de material acumulado,
apresentado nas ordenadas, e o diâmetro da malha dos peneiros, apresentado no eixo das abcissas,
que é definido em escala logarítmica ou na raiz quarta do diâmetro.
Os resultados referentes à passagem do material acumulado para cada tipo de agregado analisado
são apresentados no Quadro 3.4. As curvas granulométricas obtidas estão representadas nas Figura
3.2, 3.3 e 3.4, em função da raiz quarta do diâmetro dos peneiros.
26
Quadro 3.4 Percentagem de material acumulado passado dos diferentes agregados – Análise
granulométrica
Malha (mm)
Areia Fina
Areia Grossa
Bago de Arroz
Brita 1 Leca Lytag Stalite Argex 2-
4 Argex 2-
4 Argex 3-
8F
63 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100
31.5 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100
16 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100
12.5 100 100 100 98.61 98.76 99.65 84.83 100 100 100
11.2 100 100 100 92.68 95.78 97.02 62.13 100 100 100
10 100 100 100 82.27 91.03 90.17 46.64 100 100 98.18
8 100 99.91 99.91 48.89 72.74 54.61 18.66 98.96 99.39 26.78
6.3 100 99.39 99.62 16.84 47.57 22.76 5.18 37 42.42 0.69
5.6 100 98.95 94.52 6.75 33.87 14.46 2.77 22.42 29.87 0.15
4 99.99 97.04 34.05 0.87 4.02 6.3 1.03 5.78 11.26 0.05
2 99.93 82.37 3.23 0.32 0.51 4.15 0.47 0.22 0.46 0.03
1 99.36 45.83 1.3 0.3 0.36 3.61 0.4 0.1 0.11 0.03
0.5 79.78 12.59 1.12 0.3 0.34 3.39 0.37 0.09 0.11 0.03
0.25 17.76 2.91 1.12 0.3 0.32 3.23 0.32 0.09 0.11 0.03
0.125 0.31 1.12 1.12 0.3 0.29 2.78 0.27 0.09 0.11 0.03
0.063 0.03 0.86 1.12 0.3 0.24 1.9 0.2 0.09 0.11 0.03
Refugo 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
Dmáx 1 3.35 5.6 10 10 10 12.5 8 8 10
dmin 0.125 0.25 3.35 6.3 4 5.6 8 4 4 6.3
Categoria GF85 GF85 Gc85/20 Gc80/20 Gc85/20 Gc85/20 Gc80/20 Gc85/20 Gc85/20 Gc85/20
MF 2 3.6 5.6 6.5 6.2 6.2 6.8 5.9 5.9 6.7
Figura 3.2 Curvas granulométricas das areias naturais
16,0
12,5
11,2
10,0
8,0
0
6,3
05,6
0
4,0
0
2,0
0
1,0
0
0,5
0
0,2
5
0,1
25
0,0
63
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Mate
rial acum
ula
do p
assado a
través d
o
peneiro (
%)
Malhas (mm)
Areia Fina Areia Grossa
27
Figura 3.3 Curvas granulométricas dos agregados grossos naturais
Figura 3.4 Curvas granulométricas dos agregados leves
16,0
12,5
11,2
10,0
8,0
0
6,3
05,6
0
4,0
0
2,0
0
1,0
0
0,5
0
0,2
5
0,1
25
0,0
63
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100M
ate
rial acum
ula
do p
assado a
través d
o p
eneiro (
%)
Malhas (mm)
Brita 1 Bago de Arroz
16,0
12,5
11,2
10,0
8,0
0
6,3
05,6
0
4,0
0
2,0
0
1,0
0
0,5
0
0,2
5
0,1
25
0,0
63
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Mate
rial acum
ula
do p
assado a
través d
o p
eneiro
(%)
Malhas (mm)
Argex 2-4 Argex 3-8FLeca Stalite
28
3.3.2.2 Massa volúmica e absorção de água
Estes ensaios são realizados de acordo com a norma NP EN 1097-6. A massa volúmica é determinada
através da razão entre a massa e o volume dos agregados. A massa é determinada através da
pesagem do provete com as partículas saturadas e superfície seca e da pesagem do conjunto depois
de completamente seco em estufa. O volume obtém-se através da massa da água deslocada, obtida
através da pesagem do provete. Pela relação entre a massa seca e saturada do provete é possível
determinar a respectiva absorção de água. Os resultados obtidos nos ensaios realizados encontram-
se representados no Quadro 3.5 e Quadro 3.6.
3.3.2.3 Baridade
A baridade foi determinada de acordo com a norma NP EN 1097-3 e basicamente corresponde ao peso
de agregado que preenche um recipiente de determinado volume.
A baridade é dada pela média dos valores obtidos para três amostras. O cálculo efectuado para cada
amostra é realizado através da equação 3.2.
𝑏𝑖 =𝑀2−𝑀1
𝑉 [kg/m3] (3.2)
onde:
bi – baridade da amostra (kg/m3);
M1 – massa do recipiente (kg);
M2 – massa do conjunto “agregado + recipiente” (kg);
V – Volume do recipiente (m3).
Os resultados obtidos para cada ensaio apresentam-se nos Quadro 3.5 e Quadro 3.6
3.3.2.4 Índice de forma
O índice de forma foi determinado de acordo com a norma NP EN 933-4. Este permite classificar as
partículas individuais de uma amostra de agregado grosso tendo em conta a relação entre o
comprimento e espessura das partículas, medidos com recurso a um paquímetro. O índice de forma
corresponde à percentagem da massa seca da amostra que corresponde a partículas com razão
comprimento/espessura superior a 3.
No Quadro 3.5 e Quadro 3.6 resumem-se os resultados referentes à caracterização dos agregados
naturais e dos agregados leves, respectivamente.
29
Quadro 3.5 Características físicas dos agregados naturais
Propriedade Areia Fina Areia grossa Bago de arroz Brita 1
Absorção de água às 24h (%)
0.19 0.26 0.73 0.35
Massa volúmica das partículas secas em
estufa (kg/m3) 2605 2617 2646 2683
Massa volúmica das partículas saturadas com
sup. seca (kg/m3) 2610 2606 2665 2693
Baridade seca em amostra não compactada
(kg/m3) 1569 1708 1309 1346
Índice de forma - - 20 Sl20 34 Sl40
Quadro 3.6 Características físicas dos agregados leves
Propriedade Leca Lytag Stalite Argex 2-4 Argex 3-8F
Absorção de água às 24h (%)
15.81 17.92 3.57 21.38 19.28
Massa volúmica das partículas secas em
estufa (kg/m3) 1076 1338 1483 669 597
Massa volúmica das partículas saturadas
com sup. seca (kg/m3) 1246 1577 1535 814 712
Baridade seca em amostra não
compactada (kg/m3) 624 750 760 377 330
Índice de forma 1 Sl15 0 Sl15 10 Sl15 2 Sl15 1 Sl15
Porosidade total (%) 58.9 47.0 43.1 73.1 76.1
30
3.3.3 Cimento e superplastificante
No presente trabalho foi utilizado um cimento tipo CEM I 42.5 R, com as características médias
indicadas no Quadro 3.7.
Quadro 3.7 Características do cimento utilizado
Parâmetro CEM I 42.5 R
Resíduo no peneiro 45 μm (%) 3.50
Superfície específica mássica de Blaine (cm2/g)
4388
Resistência à compressão de argamassa de referência (MPa)
2 dias 28.67
7 dias 40.80
28 dias 52.13
Índice de actividade (%) -
Expansão (mm)
0.75
3.64
SiO2+Al2O3+Fe2O3 (%) 18.49+4.95+3.61
CaO+MgO (%) 63.11+1.62
CaO+MgO livre (%) 0.60+0.80
Massa volúmica (g/cm3) 3.08
Tempo de presa (min) início 152.50
fim 225
Nas misturas de maior compacidade foi necessário, como referido anteriormente, utilizar um
superplastificante de base carboxílica.
3.3.4 Composição das misturas
Conforme referido em 3.3, a composição das misturas foi definida tendo em consideração os objectivos
estabelecidos para o projecto de investigação levado a cabo no Instituto Superior Técnico no domínio
da durabilidade e eficiência energética de betões estruturais.
31
No presente trabalho foram analisadas composições com CEM I 42.5 R, tendo em conta quatro
relações a/c e diferentes tipos de agregado.
De modo a permitir a comparação entre os vários tipos de betão foi fixado o mesmo volume de agregado
grosso (350 l/m3), a mesma relação agregado grosso/agregado fino para cada relação a/c e a mesma
composição granular dos agregados. Para tal, as curvas granulométricas dos agregados foram
ajustadas à granulometria de um agregado de referência que, neste caso, optou-se por ser a Leca.
O volume de agregado grosso foi definido em 350 l/m3 dado a permitir em simultâneo garantir a
estabilidade das misturas no estado fresco e a atingir soluções de reduzida massa volúmica (Bogas
2011).
No Quadro 3.8 estão representados os vários tipos de composições considerados para cada tipo de
agregado e relação a/c. Na formulação do betão teve-se em conta o método sugerido por Bogas e
Gomes (2013), que tem em consideração a optimização granular com base no método de Faury, a
absorção de água dos agregados e o facto da resistência e massa volúmica dos BEAL dependem da
proporção e características da argamassa e dos agregados. Este método é explicado em maior detalhe
por Bogas e Gomes (2013).
Nas misturas de relação a/c 0.35 e 0.45 foi introduzido um adjuvante superplastificante de base
policarboxílica, em percentagens de 0.7 e 0.3% do teor de ligante, respectivamente. O
superplastificante visa garantir as condições desejadas de trabalhabilidade das misturas, conferindo a
redução de água associada.
O volume de areia apresentado no Quadro 3.8 é o volume total da mesma, sendo composto por 70%
de areia grossa e 30% de areia fina. Nas misturas de referência o agregado grosso foi composto por
34% de bago de arroz e 66% de Brita 1. As misturas com Argex continham 30% de Argex 3-8F e 70%
de Argex 2-4.
Quadro 3.8 Composição dos betões de agregados leves (naturais e artificiais) e de referência
Betão Relação a/c Teor de cimento (kg/m3)
Volume agregado
grosso (l/m3)
Volume areia (l/m3)
Volume água (l/m3)
Arg
ex / L
yta
g /
Leca /
Sta
lite / B
rita
CEM I
0.35 450 350 314 157.5
0.45 400 350 310 180.0
0.55 350 350 315 192.5
0.65 300 350 328 195.0
32
O volume de água e a relação a/c indicados no quadro dizem respeito à quantidade de água efectiva
da mistura. Todos os agregados leves, excepto o Argex, foram previamente saturados durante 24 horas
de modo a permitir um melhor controlo da relação a/c e trabalhabilidade da mistura.
Após 24 horas de saturação, os agregados foram limpos em toalhas absorventes de modo a ficarem
na condição de saturados com superfície seca. Finalmente os agregados foram condicionados em
barricas devidamente seladas até à data da mistura.
Devido à maior dificuldade de se garantir as condições de partículas saturadas com superfície seca no
caso dos agregados de maior porosidade (Argex), optou-se por, neste caso, introduzir na mistura os
agregados completamente secos na mistura, prevendo-se um excesso de água para a sua absorção
durante a amassadura. Para tal, os agregados foram previamente secos a temperatura superior a
100ºC num forno eléctrico. A quantidade de água absorvida pelos agregados durante a mistura
correspondeu a cerca de 30 minutos de absorção dos agregados em água, conforme o sugerido na
literatura (Bogas 2011; Chandra e Berntsson 2003; EN 206-1).
3.4 Produção do betão
3.4.1 Procedimento
A produção dos betões utilizados neste trabalho baseou-se na metodologia utilizada por Bogas (2011),
por se considerar que esta procura minimizar os efeitos de absorção de água nos betões de agregados
leves. A produção passou por diversas fases, nomeadamente a preparação e pesagem dos
constituintes, betonagem, moldagem, compactação e cura.
3.4.1.1 Preparação e pesagem dos constituintes do betão
Conforme referido anteriormente, de modo a evitar a absorção da água de mistura por parte dos
agregados, estes foram previamente saturados. A pré-saturação foi feita através da imersão dos
agregados durante 24 horas, sendo posteriormente realizada a secagem superficial dos mesmos,
seguido de armazenamento em barricas estanques.
A fim de garantir a fiabilidade do método e que a absorção de água pelos agregados durante a mistura
era reduzida, o teor de água dos mesmos foi analisado aproximadamente 30 minutos depois da mistura.
Nos vários ensaios realizados verificaram-se variações pouco significativas face ao valor estimado, o
que indica que o controlo da quantidade de água e da relação a/c das misturas foi bem sucedido.
3.4.1.2 Mistura
As amassaduras realizaram-se com recurso a uma misturadora de eixo vertical fixo de
descarregamento de fundo (Figura 3.5).
33
Figura 3.5 Misturadora de eixo vertical
Após a pesagem dos constituintes, estes foram adicionados à misturadora pela sequência ilustrada na
Figura 3.6. Houve o cuidado de, antes das amassaduras, barrar a misturadora com argamassa a fim
de evitar perdas de água pela mesma. Os betões produzidos foram ainda submetidos a mistura manual,
com recurso a uma pá, para garantir a adequada homogeneidade da mistura.
Figura 3.6 Etapas da amassadura
3.4.1.3 Moldagem e Compactação
Depois de realizados os ensaios do betão fresco, procedeu-se à moldagem e posterior compactação
por vibração dos mesmos, recorrendo a um vibrador de agulha (Figura 3.7). A vibração, ilustrada na
Figura 3.8, foi realizada de acordo com a norma NP EN 12390-2 (2000), ajustando-se o tempo de
vibração em função do tipo de mistura. No caso dos betões leves de agregados de massa volúmica
reduzida, o tempo de vibração correspondeu a apenas cerca de 10 a 20 segundos, de modo a evitar
problemas de segregação.
34
Figura 3.7 Vibrador de agulha
Figura 3.8 Vibração a duas fases em molde
cilíndrico com recurso a vibrador de
agulha
Os moldes preenchidos, regularizados e alisados foram depois cobertos por uma película plástica
durante cerca de 24 horas, a fim de garantir a cura e evitar problemas de retracção plástica. Findo esse
período, procedeu-se à desmoldagem dos provetes.
Para cada mistura, foram produzidos 3 provetes cúbicos de 15cm de aresta para serem ensaiados à
compressão aos 28 dias (Figura 3.9 b)). A massa volúmica dos provetes foi determinada com recurso
a 2 moldes cúbicos de 10 cm de aresta, para cada composição (Figura 3.9 c)). Para os ensaios de
condutibilidade térmica foram utilizados cilindros de 10,5 cm de diâmetro e 25 cm de altura (Figura 3.9
a)). As lajetas produzidas para os ensaios a realizar na câmara climática foram moldadas em cofragens
de madeira, propositadamente concebidas para o efeito (Figura 3.9 d)).
Figura 3.9 Moldes utilizados na produção dos provetes
35
3.4.1.4 Cura
Uma vez desmoldados, os provetes foram individualmente identificados e colocados na câmara de cura
(Figura 3.10). Consoante o tipo de ensaio realizado, foram definidos os procedimentos de cura
indicados no Quadro 3.9.
Figura 3.10 Câmara de cura húmida
Quadro 3.9 Processos de cura
Ensaio Tipo de molde
Dimensões do provete (cm)
Processo de cura
Massa volúmica cubo
plástico 10 x 10 x 10
- cura em câmara húmida com humidade relativa superior a 95% até à idade de ensaio
Resistência à compressão
cubo plástico
15 x 15 x 15 - cura em câmara húmida com humidade relativa superior a 95% até à idade de ensaio
Condutibilidade térmica
cilindro em PVC
10.5 x 25 corte (10.5x5)
- cura durante 7 dias em câmara húmida com humidade relativa superior a 95%
- corte
- 21 dias em câmara húmida com humidade relativa superior a 95%
molde de madeira
30 x 30 x 8 - cura em câmara húmida com humidade relativa superior a 95%
3.4.1.5 Teor de humidade nos ensaios de condutibilidade térmica
De modo a analisar a influência do teor de humidade na condutibilidade térmica para diferentes tipos
de agregados e relações a/c, foram realizados ensaios em provetes com diferentes teores de humidade,
nomeadamente: completamente secos; saturados; dois teores de humidade intermédios.
36
Para obter o primeiro teor de humidade intermédio, os provetes saturados foram colocados em estufa
a 100ºC durante 6 horas. Findo esse período, estes foram embrulhados em película plástica e deixados
em repouso durante 5 dias, sendo então ensaiados, pesados e novamente embrulhados.
O segundo estado intermédio foi obtido colocando os provetes referidos no parágrafo anterior
novamente em estufa a 100ºC, durante 18 horas. Depois de retirados da estufa foram também
embrulhados em película celofane e armazenados numa caixa durante 5 dias, de forma a equilibrar a
sua humidade interior. Findo esse período, foram de novo ensaiados e pesados.
3.5 Ensaios de caracterização do betão no estado fresco
Os ensaios de caracterização do betão no estado fresco considerados neste trabalho, nomeadamente
os ensaios de abaixamento e massa volúmica fresca, são descritos de seguida.
3.5.1 Ensaio de abaixamento
O primeiro dos ensaios no estado fresco realizados após a mistura do betão foi o ensaio de
abaixamento. Este foi realizado de acordo com a norma NP EN 12350-2 (2002). Inicialmente o ensaio
envolve o preenchimento de um cone metálico de 30 cm de altura, aberto nas extremidades (Figura
3.11). Esse enchimento é feito em 3 camadas, compactadas por apiloamento. Depois de compactado,
o molde é removido verticalmente e é registado o valor do abaixamento do betão, calculado através da
diferença entre a altura do cone e a altura final do betão, conforme ilustrado na Figura 3.12.
Se o valor do abaixamento do betão não se situar entre 10 e 210 mm, o ensaio é considerado inválido
de acordo com a norma NP EN 206-1 (2005).
Figura 3.11 Instrumentos para realização
do ensaio de abaixamento
Figura 3.12 Medição do abaixamento do
betão fresco
37
3.5.2 Ensaio de determinação da massa volúmica fresca
A massa volúmica no estado fresco foi determinada de acordo com a norma NP EN 12350-6 (2002).
Procede-se inicialmente ao preenchimento e compactação (por vibração) de um molde cilíndrico de 10
litros de capacidade (Figura 3.13). Posteriormente, regista-se a massa e determina-se a massa
volúmica do betão fresco, pelo quociente entre a massa da amostra e o volume do recipiente.
Figura 3.13 Recipiente metálico para determinação da massa volúmica fresca
3.6 Ensaios de caracterização do betão no estado endurecido
Neste subcapítulo são descritos os ensaios de caracterização dos betões no estado endurecido que
foram efectuados no presente trabalho, nomeadamente os ensaios de massa volúmica, resistência à
compressão e de condutibilidade térmica. Estes últimos dividem-se em dois ensaios, recorrendo a um
método transiente e a uma adaptação de um método estacionário aplicado a uma parede protótipo
inserida em câmara climática.
3.6.1 Determinação da massa volúmica no estado endurecido
A massa volúmica dos betões no estado endurecido foi determinada de acordo com o procedimento
descrito na norma NP EN 12390-7 (2001). Procedeu-se à pesagem dos provetes ao ar (m1) e imersos
em água (m2). A massa volúmica foi calculada através da expressão 3.4.
𝜌 =𝑚1
𝑚1 − 𝑚2
[𝑘𝑔 𝑚3⁄ ] (3.4)
onde:
ρ – massa volúmica (kg/m3);
m1 – massa do provete ao ar (kg);
m2 – massa do provete imerso (kg).
38
3.6.2 Ensaio de resistência à compressão
Os ensaios de resistência à compressão foram realizados segundo a norma NP EN 12390-3 (2001).
Na realização dos ensaios foi utilizada uma prensa TONI PACT 3000, com capacidade de carga de
3000 KN, e controlo de carga através da unidade FORM + TEST SEIDNER (Figura 3.14). O ensaio foi
efectuado em provetes com 28 dias de idade (Figura 3.15 e 3.16). Para cada mistura foram ensaiados
3 provetes cúbicos de 15 cm de aresta. A velocidade de carga do ensaio foi de 13.5 KN/s.
Figura 3.14 Ensaio à compressão: prensa e unidade de controlo
Figura 3.15 Provete antes do ensaio
Figura 3.16 Exemplo de rotura válida num
provete de betão leve
39
3.7 Ensaios de condutibilidade térmica
Foram realizados dois tipos de ensaios de condutibilidade térmica no presente trabalho. O primeiro é
um método transiente do tipo MPTS (sonda plana). O segundo método utilizado é uma adaptação de
um método estacionário do tipo Heat Flow Meter, que será também descrito de seguida.
3.7.1 Método transiente de sonda plana
A condutibilidade térmica foi determinada com auxílio do equipamento Isomet 2114 da empresa Applied
Precision Ltd. (Figura 3.17). Este dispositivo, que tem a vantagem de ser portátil e de fácil e expedita
utilização, permite ligar diversas sondas compatíveis. No presente trabalho foi utilizada uma sonda
plana de 1 lado com a capacidade de medir condutibilidades térmicas em três gamas diferentes,
nomeadamente de 0.04 a 0.3 W/mºC, 0.3 a 2 W/mºC e 2 a 6 W/mºC. Para os ensaios em elementos
de betão foram utilizadas as duas últimas gamas do aparelho.
Figura 3.17 Isomet 2114
Figura 3.18 Ensaio a decorrer
O aparelho apresenta um erro associado para a condutibilidade térmica de 5% de leitura mais 0.001
W/mºC para valores entre 0.04 e 0.7 W/mºC, e 10% para valores entre 0.7 e 6 W/mºC. A sonda utilizada
permite também medir o calor específico volumétrico de amostras entre os 4,0x104 e 1.5x106 J/m3 ºC,
com um erro de 15% de leitura mais 1x103 J/m3 ºC, e ainda possibilita ensaios com temperaturas entre
-20 e 70ºC, com um erro de 1ºC. O dispositivo permite ainda estimar a difusividade térmica a partir dos
dois parâmetros anteriores.
O procedimento de ensaio consiste: na escolha da gama de medição apropriada; colocação da sonda
no provete, com o cuidado de escolher uma zona plana e preferencialmente sem defeitos (Figura 3.18);
execução da medição (20 a 30 min); registo de resultados.
40
Na realização do ensaio é necessário colocar um material isolante (por exemplo uma placa de XPS ou
EPS) por baixo do provete, de modo a não permitir as trocas de calor entre a amostra e a bancada de
pedra onde se realizaram os ensaios.
Por vezes, a condutibilidade térmica determinada para um dado betão leve esteve próxima dos valores
de mudança de gama do aparelho. Se os resultados obtidos não estiverem situados dentro da gama
de medição, o ensaio deve ser repetido utilizando outra gama, superior ou inferior.
Quando foram ensaiados provetes com teor de humidade elevado, nomeadamente provetes saturados,
procedeu-se à colocação de uma pelicula plástica impermeável de espessura muito reduzida entre a
sonda e o provete, a fim de evitar possíveis danos na mesma.
3.7.2 Método estacionário adaptado – Câmara Climática
O segundo tipo de ensaio de condutibilidade térmica realizado no presente trabalho consistiu numa
adaptação de um método estacionário (Heat Flow Meter), cujos condicionalismos e esquema de ensaio
serão descritos em seguida.
O ensaio foi realizado com recurso a uma câmara climática Fitoclima da empresa ARALAB (Figura
3.19), para fixação da temperatura de um dos lados dos provetes. A temperatura interior estabelecida
para os ensaios foi de 40ºC. Neste caso, ao contrário do que acontece no método estacionário
convencional (descrito no capítulo 2), apenas foi possível fixar a temperatura de um dos lados do
provete (lado quente), sendo o lado frio a temperatura ambiente do laboratório de construção, que em
geral apresenta oscilações pouco importantes.
Figura 3.19 Câmara climática
Figura 3.20 Preparação do molde com
termopares no interior
41
Os provetes utilizados consistiram em lajetas de 30x30x8 cm, conforme referido em 3.4.1.3. Para cada
relação a/c foram produzidas 10 lajetas (2 por cada tipo de agregado), sendo que no interior de uma
das lajetas por composição e tipo de agregado foram introduzidos termopares do tipo T, ficando estes
igualmente espaçados ao longo da espessura das mesmas (a cada 2 cm), conforme ilustrado na Figura
3.20.
As lajetas, depois de concluído o processo de cura, foram colocadas em estufa a 100ºC durante cerca
de 15 dias, garantindo-se que o teor de humidade no seu interior era nulo.
A parede montada para cada ensaio foi composta por 8 provetes de betão (das várias misturas) e um
provete de PUR (Figura 3.21). Uma vez que existiam, para cada relação a/c, 10 lajetas para 8 espaços,
não foram aplicadas uma das lajetas com argex e uma com lytag. Foram assim realizadas 3 montagens,
uma para cada relação a/c (0.35, 0.45 e 0.55).
O provete de PUR foi escolhido para possibilitar a validação dos fluxos obtidos no ensaio, uma vez que
as características térmicas deste material são já bem conhecidas.
Uma vez colocadas as lajetas na parede, estas foram seladas em redor por espuma de poliuretano, de
modo a não permitir que o calor passasse por algum espaço vazio e não atravessasse toda a espessura
das lajetas (Figura 3.22), comprometendo a validade e rigor dos ensaios. Foram colocados termopares
do tipo T nas superfícies interior e exterior de cada lajeta, bem como um termopar no interior e um no
exterior da câmara. No centro da superfície das lajetas foram colocados fluxímetros Hufseflux, que
permitiram medir o fluxo de calor ao longo da espessura das mesmas.
Todos os fluxímetros e termopares foram ligados a um sistema de aquisição de dados Datataker 85
(Figura 3.23), perfazendo um total de 35 termopares e 9 fluxímetros por cada conjunto de lajetas. Uma
vez que o logger não suporta o número de ligações necessárias, foi utilizado um extensor de canais,
Figura 3.21 Montagem das lajetas
Figura 3.22 Pormenor de uma das lajetas
ensaiadas
42
que permite aumentar a sua capacidade original. Os valores dos fluxos e temperaturas foram medidos
de minuto a minuto, sendo efectuado o registo das médias dos mesmos de 10 em 10 minutos.
Figura 3.23 Datataker DT85
Em geral os ensaios decorreram durante 6 a 7 dias, de modo a permitir que as temperaturas e fluxos
atingissem o estado de equilíbrio em todas as lajetas, obtendo-se assim resultados mais fiáveis.
43
4 Apresentação de Resultados
Apresentam-se neste capítulo os resultados dos ensaios realizados durante a campanha experimental,
bem com a sua análise e discussão. Esta análise tem como objectivo caracterizar a condutibilidade
térmica de betões estruturais de agregados leves, tendo em consideração diferentes composições e
tipos de agregados. Após uma primeira caracterização dos betões no estado fresco (abaixamento,
massa volúmica fresca) e no estado endurecido (massa volúmica, resistência à compressão), é
analisada a condutibilidade térmica dos BEAL, tendo em consideração diferentes parâmetros, como a
massa volúmica, a relação a/c, o teor de humidade e o tipo de agregado.
4.1 Caracterização dos betões no estado fresco
No Quadro 4.1 apresentam-se os valores de massa volúmica fresca e do abaixamento do cone de
Abrams para cada composição.
Quadro 4.1 Características dos betões produzidos: ensaios no estado fresco, massa volúmica
seca e resistência à compressão
Tipo de agregado
Mistura Massa
cimento (kg/m3)
Volume areia (l/m3)
a/c Abaixamento
(cm)
Massa volúmica
fresca (kg/m3)
Massa volúmica
seca (kg/m3)
Resistência à
compressão 28 dias (MPa)
Eficiência estrutural
(fc/s) (x103 m)
A.N. CEM I
450 314 0.35 13.6 2390 2324 76.3 3.28
400 310 0.45 13.3 2367 2248 57.7 2.57
350 315 0.55 9.7 2353 2245 47.8 2.13
300 328 0.65 4.0 2304 - 37.0 -
Leca CEM I
450 314 0.35 13.3 1900 1685 43.3 2.57
400 310 0.45 13.8 1887 1659 37.6 2.27
350 315 0.55 13.3 1844 1631 32.6 2.00
300 328 0.65 14.1 1836 1620 28.4 1.75
Stalite CEM I
450 314 0.35 21.5 1989 1851 66.8 3.61
400 310 0.45 11.5 1961 1811 49.9 2.76
350 315 0.55 10.0 1959 1796 41.5 2.31
300 328 0.65 6.2 1893 1770 31.9 1.8
Lytag CEM I
450 314 0.35 17.2 2010 1767 47.8 2.70
400 310 0.45 13.0 1997 1739 41.2 2.37
350 315 0.55 9.5 1978 1725 37.3 2.16
300 328 0.65 5.5 1949 1694 30.6 1.81
Argex CEM I
450 314 0.35 12.7 1676 1644 28.5 1.73
400 310 0.45 15.3 1636 1541 26.1 1.69
350 315 0.55 18.2 1642 1484 22.5 1.52
300 328 0.65 16.2 1620 1486 19.8 1.33
Os betões foram produzidos com valores de abaixamento, em geral, entre cerca de 100 e 150 mm, a
que corresponde a classe de consistência S3, de acordo com a EN 206. Dado se ter alargado o âmbito
44
do estudo para diferentes relações a/c, nem sempre foi possível manter condições uniformes de
abaixamento, em especial nas misturas de menor compacidade. Nestas misturas, em que não foi
utilizado superplastificante, existiu uma menor margem para o acerto do abaixamento, tendo em conta
que por razões de planificação do estudo, a relação a/c foi fixada à partida.
Constatou-se uma maior tendência para os BEAL apresentarem abaixamentos ligeiramente superiores
aos dos BAN de igual composição, o que se justifica pela menor irregularidade e maior especificidade
dos agregados leves. Nota-se ainda uma maior variabilidade e mais difícil controlo na trabalhabilidade
dos BEAL. Tal justifica-se pelo facto da trabalhabilidade destes betões ser mais sensível a pequenas
alterações nas características da pasta e ainda pelo facto de, em especial no caso do Argex, ocorrer
absorção de água nos agregados durante a mistura.
Como seria natural, a massa volúmica fresca dos betões foi proporcional à massa volúmica dos
agregados que os constitui. A incorporação de agregados leves permitiu reduções de massa volúmica
desde cerca de 16 a 30%, dependendo do tipo de agregado. A consideração da massa volúmica fresca
tende a penalizar a comparação relativa dos BEAL face aos BAN, dado que a absorção de água nos
agregados, apesar de não prejudicar a resistência dos betões, incrementa a massa volúmica dos
mesmos. Desse modo, a massa volúmica fresca não deve ser considerada para a determinação da
eficiência estrutural dos betões, mas assume relevância na estimativa do peso próprio das construções.
4.2 Resistência à compressão e eficiência estrutural
Como foi referido no capítulo 3, os ensaios de resistência à compressão foram realizados de acordo
com a norma NP EN 12390-3 (2001).
Como se pode verificar pelo Quadro 4.1,o presente estudo engloba betões com um vasto leque de
resistências e massas volúmicas, tornando-se assim bastante abrangente. Tendo em consideração
diferentes tipos de agregados e pastas de compacidade muito distintas, a resistência à compressão
variou entre 19.8 MPa e 76.3 MPa, valores que se enquadram no caso mais corrente de utilização de
betões para fins estruturais. Assim, foi possível obter misturas com classes de resistência entre C25/30
e C60/75, no caso dos betões com agregados de massa volúmica normal, e classe de resistência entre
LC16/18 e LC60/66 para os BEAL.
À semelhança do discutido para a massa volúmica fresca, a massa volúmica seca decresceu
proporcionalmente com o aumento de porosidade do agregado incorporado nas misturas. No entanto,
face ao verificado na massa volúmica fresca, a redução de massa volúmica seca em comparação com
os BAN de igual composição foi ligeiramente superior, sendo de 20 a 34%. Tal se justifica pelo facto de
durante a secagem ser eliminada a água presente no interior dos agregados leves.
Independentemente da relação a/c e tipo de agregado, a resistência dos BEAL foi inferior à dos BAN
de igual composição, embora essas diferenças sejam atenuadas nos betões com agregados leves de
45
menor porosidade, associados a maiores relações a/c. Isto deve-se ao facto de nesses casos existir
uma menor participação dos agregados na resistência à compressão dos betões.
No Quadro 4.1 indica-se ainda a eficiência estrutural dos betões, que corresponde ao quociente entre
a resistência à compressão e a massa volúmica seca dos mesmos. Neste caso, destaca-se o facto dos
BEAL menos porosos evidenciarem sempre eficiências estruturais superiores às dos betões
convencionais de massa volúmica normal. Nos betões com agregados de porosidade intermédia (Leca
e Lytag) a eficiência estrutural é similar à dos BAN apenas para relações a/c superiores a 0,55. Os
BEAL com agregados de maior porosidade (Argex) demonstram ser mais adequados apenas para
betões estruturais de fraca resistência.
4.3 Caracterização térmica - método transiente de sonda plana
Conforme descrito no capítulo 3, o ensaio de condutibilidade térmica foi realizado pelo método
transiente de sonda plana efectuado com o equipamento ISOMET. Em cada mistura, foram efectuadas
medições para 4 teores de humidade distintos, a que correspondem: o estado seco, o estado saturado
e ainda dois estados higrométricos intermédios.
O equipamento exige que a superfície do provete seja aproximadamente plana para a colocação da
sonda. Assim, cada provete de 250x100 mm foi cortado em 3 espécimes cilíndricos de 5cm de
espessura. Cada bolacha foi então ensaiada, sendo calculada a média dos resultados obtidos nas 3
bolachas de cada mistura, para os vários teores de humidade analisados.
O equipamento de ensaio permite obter diversos resultados, entre os quais a condutibilidade térmica
(λ), a capacidade térmica volumétrica (cpρ), a difusividade (α) e a temperatura média (Tm). No Quadro
4.2 são apresentados os resultados obtidos nos provetes analisados. Os valores correspondem à média
das 3 bolachas de cada composição e, no caso do valor de cpρ, são apresentados os valores de cp
(calor específico), obtidos a partir do quociente entre a capacidade térmica volumétrica (cpρ) e a massa
volúmica seca do provete (ρs). Os ensaios foram iniciados após os 28 dias de idade, sendo a idade
exacta de ensaio, para cada composição e teor de humidade, bastante variável, devido ao elevado
número de espécimes ensaiados.
46
Quadro 4.2 Propriedades térmicas resultantes do ensaio Isomet
Tipo de agregado
Mistura a/c ρs
(kg/m3) λseca
(W/mºC) λsat
(W/mºC) Cp
(J/kgºC)
A.N. CEM I
0.35 2324 2.00 2.05 -
0.45 2248 1.98 2.22 741
0.55 2245 1.86 2.04 739
0.65 - - - -
Leca CEM I
0.35 1685 1.16 1.70 980
0.45 1659 1.06 1.67 945
0.55 1631 0.94 1.65 971
0.65 1620 1.01 1.81 970
Stalite CEM I
0.35 1851 1.36 1.91 913
0.45 1811 1.21 1.79 932
0.55 1796 0.99 1.49 870
0.65 1770 1.12 1.89 860
Lytag CEM I
0.35 1767 1.20 1.77 910
0.45 1739 1.14 1.82 951
0.55 1725 0.93 1.65 911
0.65 1694 0.94 1.80 895
Argex CEM I
0.35 1644 1.10 1.39 958
0.45 1541 0.94 1.53 1002
0.55 1484 0.87 1.41 1069
0.65 1486 0.89 1.58 1044
4.3.1 Condutibilidade térmica
Devido ao elevado número de provetes e à duração de cada ensaio, os ensaios de condutibilidade
térmica foram realizados ao longo de um período alargado de tempo. Assim, de modo a se obterem
dados comparáveis foi realizada a conversão dos valores da condutibilidade térmica obtidos para cada
temperatura do ensaio (Tm) em valores de condutibilidade térmica de referência a 10ºC, seguindo o
procedimento descrito na norma ISO/FDIS 10456 (2007) (refira-se que no ITE50 (2006) os valores de
referência apresentados têm também como base a mesma temperatura). A conversão é feita
multiplicando o valor da condutibilidade térmica obtido no ensaio por três factores, descritos em
seguida:
Factor idade – considerado igual a 1, já que não houve alteração significativa da idade dos
provetes;
Factor humidade – considerado igual a 1, uma vez que o teor de humidade foi constante;
Factor temperatura – calculado através da expressão 4.1.
47
𝐹𝑇 = 𝑒0.001∗(10−𝑇𝑚) (4.1)
Em que:
FT – Factor de temperatura;
Tm – Temperatura média de ensaio
Para a vasta gama de massas volúmicas e resistências à compressão dos betões analisados foi
possível obter, como se pode observar no Quadro 4.2, valores de condutibilidade térmica em provetes
secos entre 0.87 W/mºC e 1.36 W/mºC nos BEAL e entre 1.86 W/mºC e 2.00 W/mºC nos BAN. Assim,
tendo em consideração misturas de igual composição, a incorporação de agregado leve permitiu
reduções na condutibilidade térmica de 32 a 53% face aos BAN, sendo essas reduções naturalmente
superiores nos BEAL com agregados de maior porosidade.
Conforme discutido no capítulo 2, para um dado teor de humidade, a condutibilidade térmica depende
principalmente da massa volúmica, sendo ainda afectada por outros factores como a temperatura, a
porometria, a composição química e o grau de cristalinidade das fases sólidas presentes (FIP 1983;
Holm e Bremner 2000; EuroLightConR2 1998). De acordo com Uysal (2004) a condutibilidade térmica
do betão é condicionada pela sua porosidade e pela condutibilidade térmica da estrutura silicatada que
compõe a fase sólida.
A influência da porosidade na condutibilidade térmica é salientada por vários autores que sugerem a
existência de uma relação exponencial entre a condutibilidade térmica e a massa volúmica,
independentemente do tipo de betão (Bessenouci et al. 2011, Newman, 1993; Uysal et al., 2004; ACI
213R-03; Valore, 1980). Na Figura 4.1 resumem-se os valores de condutibilidade térmica das várias
misturas ensaiadas no presente estudo em função da massa volúmica seca, confirmando-se uma
elevada correlação exponencial entre estas propriedades.
Figura 4.1 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica
y = 0,19e0,001x
R² = 0,90
0,5
0,7
0,9
1,1
1,3
1,5
1,7
1,9
2,1
1400 1600 1800 2000 2200 2400
Condutibili
dade t
érm
ica (
W/m
ºC)
Massa volúmica (kg/m3)
48
Na Figura 4.2 verifica-se que os valores de condutibilidade térmica obtidos no presente estudo são da
mesma ordem de grandeza dos reportados por outros autores (FIP 1983, Santos e Matias 2006,
ISO/FDIS 10456:2007, Protolab 2014, Zhihua et al. 2006, Van Geem et al. 1982). No entanto, tendo
em consideração os vários resultados apresentados, constatam-se coeficientes de condutibilidade, em
média, cerca de 20% mais elevados. Esta diferença deverá estar relacionada com o facto do tipo de
ensaio realizado no presente estudo ser diferente dos utilizados pelos autores referenciados na Figura
4.2, que se baseiam em métodos estacionários, tendo a maioria optado pelo guarded hot plate method.
Conforme discutido em 2.4.1, entre diferentes métodos podem ser observadas importantes diferenças
na medição da condutibilidade térmica. Apenas os resultados reportados por Van Geem et al. (1982)
foram determinados tendo por base um método transiente, à semelhança do efectuado no presente
estudo. De referir ainda que nem todos os resultados indicados correspondem a medições no estado
seco. A curva indicada por Newman (1993) foi definida para 3% de teor em água no betão, ao passo
que os valores sugeridos pela ISO/FDIS 10456 (2007) foram medidos para teores de em água em
equilíbrio com um ambiente de 23ºC e 50% de humidade relativa.
Figura 4.2 Comparação entre os valores de condutibilidade térmica obtidos no presente estudo
e os reportados por outros autores
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
600 900 1200 1500 1800 2100 2400
Co
nd
uti
bilid
ad
e t
érm
ica s
eca (
W/m
ºC)
Massa volúmica seca (kg/m3)
Presente Estudo - IsometEspécimes de reduzida dimensãoBogas (2011)
FIP (1983)
Protolab
Zhihua et al (2006)
ISO/FDIS 10456 (2007)
Sengul et al (2010)
Akçaozoglu et al (2012)
Alengram et al (2013)
Lo-Shu et al (1980)
Van Geem et al (1982)
ACI 213 (1967 de FIP 1983)
Newman (1993)
Valore (1980)
ITE 50 (2006)
Lightweight concrete in general(FIP 1983)
49
4.3.1.1 Influência do tipo de agregado
A condutibilidade térmica do betão é afectada pelas características térmicas das fases constituintes,
nomeadamente a pasta e os agregados. Assim, dado que os agregados ocupam cerca de 65 a 75%
do volume do betão, variações introduzidas ao nível das suas propriedades térmicas deverão ter um
impacto significativo na condutibilidade térmica do mesmo. Desse modo, a condutibilidade térmica do
betão pode ser fortemente afectada pela proporção e tipo de agregado.
É reconhecido que a condutibilidade térmica dos agregados é essencialmente afectada pela sua
porosidade e composição mineralógica (FIP 1983; Holm e Bremner 2000). Na Figura 4.3 confirma-se
que a condutibilidade térmica do betão decresce com o incremento de porosidade do agregado, tendo
em conta misturas de igual composição. A elevada correlação observada na figura sugere que a
porosidade do agregado é o factor mais relevante nas suas propriedades térmicas. Em média, constata-
se que ao incremento de 5% na porosidade do agregado corresponde um decréscimo de cerca de 3%
na condutibilidade térmica. No entanto importa relembrar que, de entre os agregados analisados,
apenas o Lytag não resulta da queima de argila ou ardósia expandida a elevadas temperaturas. Na
Figura 4.3 observa-se que é precisamente para este tipo de agregado (47% de porosidade) que parece
verificarem-se os maiores desvios face às linhas de tendência. Ou seja, poder-se-iam observar maiores
diferenças caso os agregados apresentassem diferenças mais importantes na sua composição
mineralógica.
Figura 4.3 Coeficiente de condutibilidade térmica dos BEAL versus nível de porosidade do
agregado
Na Figura 4.4 apresentam-se os valores da condutibilidade térmica em função do tipo de agregado
adoptado no presente trabalho.
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
40 50 60 70 80
Condutibili
dade t
érm
ica s
eca
(W/m
ºC)
Porosidade do agregado (%)
a/c 0.35
a/c 0.45
a/c 0.55
a/c 0.65
50
Figura 4.4 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado
Verifica-se que a variação do tipo de agregado, ao fazer variar a massa volúmica, afecta a
condutibilidade térmica. No entanto, para diferentes tipos de agregados leves, as diferenças não são
muito pronunciadas, sendo geralmente inferiores a cerca de 20% entre os BEAL de maior e menor
massa volúmica de igual composição.
Para uma dada massa volúmica, a condutibilidade térmica tende a ser superior nos betões com
agregados de maior porosidade, o que indicia que não é apenas a massa volúmica global do betão que
afecta a sua condutibilidade térmica. De facto, para uma mesma condutibilidade térmica, os betões de
agregados menos porosos apresentam maior massa volúmica. Desse modo, as tendências
identificadas na Figura 4.4 sugerem que a condutibilidade térmica do betão é igualmente afectada pela
composição das suas fases constituintes e não apenas pela sua massa volúmica.
Tendo ainda em conta que todos os betões indicados na Figura 4.4 foram produzidos com o mesmo
volume de agregado, conclui-se que a condutibilidade térmica foi mais sensível a variações nas
características da pasta do que no tipo de agregado. De facto, BEAL com agregados mais porosos e
pastas de maior compacidade apresentam condutibilidades térmicas superiores à de betões de igual
massa volúmica, mas produzidos com agregados menos porosos e pastas de menor compacidade.
Analisando de outra forma, a inclinação da recta de regressão para um dado tipo de agregado é maior
do que a correspondente à linha de tendência obtida para diferentes tipos de agregado, mantendo
constante a relação a/c. Desse modo, pode-se concluir que para a mesma variação de massa volúmica,
uma eventual alteração nas características da argamassa (variação de a/c ou volume de pasta) assume
maior relevância na condutibilidade térmica do que o tipo de agregado.
Tendo em consideração que a resistência mecânica e a massa volúmica são propriedades que evoluem
em sentidos opostos ao da condutibilidade térmica, é difícil definir a melhor solução que permite atingir
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
1400 1600 1800 2000 2200 2400
Condutibili
dade t
érm
ica (
W/m
ºC)
Massa volúmica (kg/m3)
Leca
Stalite
A.N.
Lytag
Argex
51
um melhor compromisso entre estas duas propriedades. Dando igual relevância à eficiência estrutural
e à capacidade de isolamento térmico, verifica-se que o melhor rácio entre estas propriedades é obtido
nos BEAL com Stalite (2,2), seguido dos BEAL com Lytag e Leca (2,1), BEAL com Argex (1,7) e
finalmente nos BAN (1,4). Estes resultados apontam para a elevada potencialidade dos BEAL de maior
massa volúmica, em face das exigências estruturais e funcionais das novas construções.
4.3.1.2 Influência da relação a/c
Na Figura 4.5 apresentam-se os resultados da condutibilidade térmica em função da relação
água/cimento. Verifica-se que a compacidade da pasta afecta a condutibilidade térmica, estando as
misturas de menor a/c associadas a menor capacidade de isolamento térmico. De facto, para um dado
valor de massa volúmica, a condutibilidade térmica tende a ser menor nas misturas de maior a/c,
independentemente do tipo de agregado. Estes resultados corroboram o facto da condutibilidade
térmica depender da porosidade das fases constituintes do betão. Demonstra-se também, uma vez
mais, que a variação de porosidade ou massa volúmica atingida ao nível da pasta parece assumir maior
relevância na condutibilidade térmica do que variações similares de porosidade ao nível do agregado.
Figura 4.5 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c
Contrariando a tendência geral observada, a condutibilidade térmica dos betões com relação a/c de
0.65 foi ligeiramente superior à das misturas com a/c de 0.55. Este fenómeno deverá resultar da
variação ocorrida na relação areia/pasta entre os dois tipos de misturas. De facto, dado que o volume
de pasta entre misturas é diferente e a quantidade de agregado grosso é idêntica, a mistura que
apresenta maior teor de areia (betões de a/c=0.65) tenderá a apresentar maior condutibilidade térmica.
Este efeito terá compensado a maior porosidade das pastas com a/c de 0.65. Entre as relações a/c de
0.35, 0.45 e 0.55 predomina a porosidade da pasta como factor mais relevante, visto que as variações
no rácio volume de areia/volume de pasta foram menos importantes.
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
1400 1600 1800 2000 2200 2400
Condutibili
dade t
érm
ica (
W/m
ºC)
Massa volúmica (kg/m3)
a/c = 0.35
a/c = 0.45
a/c = 0.55
a/c = 0.65
52
4.3.1.3 Influência do teor de humidade
A variação da condutibilidade térmica em função do teor de humidade pode ser traduzida através do
factor Ks, que representa a percentagem de aumento da condutibilidade térmica por cada 1% de
incremento no teor de humidade do betão. Para calcular o factor Ks foi medida a condutibilidade térmica
dos provetes para quatro teores de humidade distintos, sendo dois deles o estado saturado e seco e
os outros dois estados higrométricos intermédios.
Tal como descrito no capítulo 3, o primeiro teor de humidade intermédio foi obtido após os provetes
saturados terem sido colocados em estufa a 100ºC durante 6 horas. Findo esse período, os provetes
foram embrulhados em película plástica e deixados em repouso durante 24 horas, sendo então
ensaiados, pesados e novamente embrulhados.
O segundo estado intermédio foi obtido colocando os provetes referidos no estado higrométrico anterior
novamente em estufa a 100ºC, durante mais 17 horas. Depois de retirados da estufa foram
embrulhados e após cerca de 24 horas, foram de novo ensaiados e pesados.
O teor de humidade foi calculado através do modelo gravimétrico, de acordo com a norma NP 956, a
partir da massa dos provetes (Mi) e da sua massa no estado seco (Mseca), conforme indicado na
equação (4.2).
𝑇𝐻(%) =𝑀𝑖 − 𝑀𝑠𝑒𝑐𝑎
𝑀𝑠𝑒𝑐𝑎
∗ 100 (4.2)
Na Figura 4.6 ilustra-se um exemplo dos gráficos obtidos para a relação entre a condutibilidade térmica
relativa ao estado seco e o teor de humidade do betão. Como é bem conhecido, a secagem dos BEAL
desenvolve-se em duas etapas que envolvem taxas de secagem distintas. Numa primeira fase, mal se
inicia a secagem do betão, a água no interior dos agregados tende a migrar para a pasta por efeito de
capilaridade (Smeplass 2000). Nesse sentido, a primeira fase de secagem corresponde à perda de
água por parte dos agregados, ocorrendo só depois a secagem progressiva da pasta. Desse modo,
observa-se uma transição nas curvas apresentadas na Figura 4.6, podendo cada mistura estar
associada a dois valores distintos de Ks. Por outras palavras, a variação do teor de humidade ocorrida
ao nível do agregado tem uma influência diferente na condutibilidade térmica face às alterações do teor
de humidade ao nível da pasta. Uma mesma variação do teor de humidade ao nível do agregado
conduz a menores alterações na condutibilidade térmica do betão. Dado que na maioria das situações
reais em que a capacidade de isolamento térmico é relevante, os betões encontram-se parcialmente
secos, apenas no interior de grandes massas de betão os agregados deverão manter-se saturados.
Como tal, no cálculo do Ks optou-se por considerar apenas a segunda fase de secagem (da pasta),
sendo assim excluído o valor de condutibilidade térmica dos provetes em estado saturado.
53
Figura 4.6 Relação entre a condutibilidade térmica e o teor de humidade (BEAL de Lytag)
A determinação de Ks foi efectuada a partir das Figura 4.7 a 4.10, sendo dado pelo valor da inclinação
das rectas de regressão (linear) das várias misturas. Os seus resultados são resumidos no Quadro 4.3.
Figura 4.7 Valores de Ks nos provetes de
Leca
Figura 4.8 Valores de Ks nos provetes de
Stalite
Figura 4.9 Valores de Ks nos provetes de
Lytag
Figura 4.10 Valores de Ks nos provetes de
Argex
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2,0
0 5 10 15 20
/
seco
(%)
Teor de humidade (%)
Lytag CEM I 0.35
Lytag CEM I 0.45
Lytag CEM I 0.55
y = 0,048x + 1,161
y = 0,0559x + 1,0526
y = 0,0623x + 0,9414
y = 0,069x + 1,0164
0,80,91,01,11,21,31,41,51,61,71,8
0,0 5,0 10,0
λ(W
/mºC
)
Teor de humidade (%)
Leca 0.35
Leca 0.45
Leca 0.55
Leca 0.65
y = 0,059x + 1,3554
y = 0,059x + 1,1884
y = 0,0568x + 1,0023
y = 0,1051x + 1,1104
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
0,0 5,0 10,0
λ(W
/mºC
)
Teor de humidade (%)
Stalite 0.35
Stalite 0.45
Stalite 0.55
Stalite 0.65
y = 0,0748x + 1,1408y = 0,0587x + 1,1576
y = 0,0526x + 0,9322y = 0,0868x + 0,9464
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
-3,0 2,0 7,0 12,0
λ(W
/mºC
)
Teor de humidade (%)
Lytag 0.35
Lytag 0.45
Lytag 0.55
Lytag 0.65
y = 0,0489x + 1,1302y = 0,0577x + 0,9648
y = 0,0524x + 0,8664
y = 0,0675x + 0,8926
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
0,0 5,0 10,0
λ(W
/mºC
)
Teor de humidade (%)
Argex 0.35
Argex 0.45
Argex 0.55
Argex 0.65
54
Quadro 4.3 Condutibilidade térmica com diferentes teores de humidade e valores de Ks
Tipo de agregado
a/c λseca
(W/mºC)
Mmédia (g)
TH (%)
λint1 (W/mº
C)
Mmédia (g)
TH (%)
λint2 (W/mº
C)
Mmédia (g)
TH (%)
Ks
Leca
0.35 1.16 800 0.00 1.53 860 7.54 1.67 886 10.78 0.048
0.45 1.06 753 0.00 1.33 794 5.39 1.59 824 9.34 0.056
0.55 0.94 667 0.00 1.14 689 3.23 1.26 701 5.16 0.062
0.65 1.01 721 0.00 1.35 753 4.43 1.46 769 6.60 0.069
Stalite
0.35 1.36 873 0.00 1.60 910 4.20 1.69 922 5.62 0.059
0.45 1.21 1648 0.00 1.35 1707 3.58 1.60 1754 6.40 0.059
0.55 0.99 815 0.00 1.20 841 3.22 1.42 876 7.47 0.057
0.65 1.12 772 0.00 1.27 785 1.67 1.40 793 2.66 0.091
Lytag
0.35 1.20 820 0.00 1.46 856 4.35 1.57 883 7.69 0.048
0.45 1.14 790 0.00 1.47 827 4.71 1.71 867 9.77 0.058
0.55 0.93 786 0.00 1.23 831 5.65 1.52 874 11.20 0.053
0.65 0.94 759 0.00 1.14 776 2.14 1.27 788 3.81 0.087
Argex
0.35 1.10 761 0.00 1.35 785 3.17 1.38 805 5.88 0.049
0.45 0.94 668 0.00 1.15 685 2.56 1.39 718 7.59 0.057
0.55 0.87 682 0.00 1.01 701 2.84 1.34 743 9.01 0.052
0.65 0.89 664 0.00 1.04 678 2.14 1.14 689 3.65 0.068
Independentemente da composição e tipo de agregado verifica-se uma relação linear entre a
condutibilidade térmica e o teor de humidade (Figura 4.7 a 4.10). Dependendo da composição do betão,
os valores de Ks variam entre 0.048 e 0.091, não sendo possível constatar qualquer relação entre este
parâmetro e o tipo de agregado. Apenas se constata que Ks tende a aumentar com o incremento da
relação a/c Figura 4.11, ou seja, a variação do coeficiente de condutibilidade com o teor de humidade
tende a ser superior nos betões de menor compacidade. Os valores obtidos significam que para cada
incremento de 1% no teor de humidade do betão ocorre, em média, um aumento respectivo de 4.8 a
9.1% na condutibilidade térmica. Estes valores são da mesma ordem de grandeza dos sugeridos no
ACI213 et al. (2003), em que para betões de baixa a moderada resistência (fc<40 MPa) são indicadas
variações de 6 a 9% no coeficiente de condutibilidade térmica por cada 1% de alteração no teor de
humidade.
Na Figura 4.11 constata-se que, mantendo constante a relação a/c, existe uma fraca variação de Ks
com a massa volúmica. Por outro lado, conforme referido anteriormente, o valor de Ks tende a aumentar
com o incremento da relação a/c. Isso sugere que a compacidade da pasta deverá ser o factor mais
condicionante na variação de Ks entre misturas.
55
Figura 4.11 Relação do Ks com a massa volúmica das amostras, em função da relação a/c
4.3.2 Calor Específico
Em média, o calor específico medido nos BEAL foi de 1018 J/KgºC nos betões com Argex, 967 J/KgºC
nos betões com Leca, 917 J/KgºC nos betões com Lytag e 894 J/KgºC nos betões com Stalite (Quadro
4.2). No caso das misturas de referência com agregados de massa volúmica normal, o valor médio
obtido foi de 740 J/KgºC. Pode ser observado na Figura 4.12 que os valores desta propriedade
diminuem de forma aproximadamente linear com o aumento da massa volúmica. A tendência
observada está de acordo com o reportado por outros autores (FIP 1983; Van Geem e Fiorato 1983;
Neville 1995), justificando-se pelo facto de betões com maior massa volúmica, ao serem mais
condutores, necessitarem de menor quantidade de energia para elevar a sua temperatura.
Figura 4.12 Relação do calor específico com a massa volúmica
0,000
0,010
0,020
0,030
0,040
0,050
0,060
0,070
0,080
0,090
0,100
1400 1500 1600 1700 1800 1900
Ks
Massa volúmica (Kg/m3)
a/c 0.35
a/c 0.45
a/c 0.55
a/c 0.65
Linear (a/c 0.35)
Linear (a/c 0.45)
Linear (a/c 0.55)
Linear (a/c 0.65)
R² = 0,9122
500
600
700
800
900
1000
1100
1400 1600 1800 2000 2200 2400
Calo
r específ
ico (
J/k
gºC
)
Massa volúmica (Kg/m3)
56
4.3.3 Outras características térmicas
A difusividade e a inércia térmica são outras propriedades que, a par da condutibilidade e do calor
específico, permitem uma melhor compreensão do desempenho térmico dos materiais e,
consequentemente, dos edifícios.
A difusividade térmica, , permite descrever a forma como o calor se difunde através do material, dando
uma ideia da rapidez com que se processa a transferência de calor no seu interior. Desse modo, este
parâmetro controla a taxa de variação da temperatura num material. Esta propriedade pode ser
determinada de acordo com a expressão 4.6, dependendo da condutibilidade térmica, , e do calor
específico volumétrico, .cp, que traduz a quantidade de energia térmica necessária para aumentar a
temperatura de um volume unitário de material.
𝛼 =
𝜌. 𝑐𝑝
[𝑚2/𝑠] (4.6)
Por sua vez, a inércia térmica, IT, dá uma ideia da capacidade de armazenamento de energia de um
material, estando também relacionada com a resistência oferecida pelo material a uma dada variação
de temperatura. Materiais com elevada inércia térmica oferecem grande resistência a flutuações de
temperatura. A inércia térmica pode ser determinada de acordo com a expressão 4.7, sendo
directamente proporcional à raiz quadrada da difusividade térmica, , de acordo com a expressão 4.8.
Materiais com elevada inércia térmica também são caracterizados por dificultar o estabelecimento de
regimes estacionários.
𝐼𝑇 = √. . 𝑐𝑝 [𝐽. 𝑚−2. º𝐶−1. 𝑠
−1
2] (4.7)
𝐼𝑇 = . 𝑐𝑝√𝛼 [𝐽. 𝑚−2. º𝐶−1. 𝑠
−1
2] (4.8)
No Quadro 4.4 resumem-se os valores obtidos para a difusividade e inércia térmica dos vários betões
analisados no presente estudo. No Quadro 4.4 também se apresentam os valores do calor específico
volumétrico, .cp, para o qual elevados valores estão associados a maiores tempos necessários para
o sistema atingir o equilíbrio.
57
Quadro 4.4 Resumo das principais propriedades térmicas dos betões estudados
Tipo de agregado
a/c ρs
(kg/m3) λseca
(W/m.ºC)
(x10-
6m2/s)
IT (J.m-2ºC-1
.s-1/2)
cp (J/kg.ºC)
cp (x103J/m3.
ºC)
A.N.
0.35 2324 2.00 - - - -
0.45 2248 1.98 1.19 1816.1 741 1665
0.55 2245 1.86 1.12 1756.7 739 1659
0.65 - - - - - -
Leca
0.35 1685 1.16 0.70 1384.0 980 1651
0.45 1659 1.06 0.68 1289.1 945 1568
0.55 1631 0.94 0.59 1220.1 971 1584
0.65 1620 1.01 0.64 1259.8 970 1571
Stalite
0.35 1851 1.36 0.80 1516.0 913 1690
0.45 1811 1.21 0.72 1429.1 932 1688
0.55 1796 0.99 0.63 1243.7 870 1563
0.65 1770 1.12 0.74 1305.7 860 1522
Lytag
0.35 1767 1.20 0.75 1389.1 910 1608
0.45 1739 1.14 0.69 1373.1 951 1654
0.55 1725 0.93 0.59 1208.9 911 1571
0.65 1694 0.94 0.62 1193.8 895 1516
Argex
0.35 1644 1.10 0.70 1316.2 958 1575
0.45 1541 0.94 0.61 1204.8 1002 1544
0.55 1484 0.87 0.55 1174.8 1069 1586
0.65 1486 0.89 0.57 1175.0 1044 1551
Por análise do Quadro 4.4, constata-se que os betões de massa volúmica normal estão associados
aos maiores valores de inércia térmica, difusibilidade térmica e calor específico volumétrico, embora a
importância dessas diferenças varie entre estas propriedades. A difusividade térmica dos BEAL face
aos BAN tende a ser 41.5, 44.5, 45.0 e 49.9% inferior nos betões com Stalite, Lytag, Leca e Argex,
respectivamente. Por sua vez, a inércia térmica dos BEAL face aos BAN tende a ser 25.2, 27.7, 29.8 e
33.4% inferior nos betões com Stalite, Lytag, Leca e Argex, respectivamente. Em suma, a difusividade
e a inércia térmica variam de forma inversamente proporcional com o incremento de porosidade dos
agregados leves. Isso significa que os BEAL podem apresentar, em média, uma capacidade de
armazenamento de energia cerca de 25-35% inferior à dos BAN, mas permitem reduzir a velocidade
de transferência de calor em cerca de 40-50%, dependendo do tipo e composição dos betões leves.
Relativamente à capacidade térmica volumétrica, constata-se que esta é relativamente semelhante
entre betões, observando-se apenas uma redução média de 2 a 6% nos BEAL.
58
4.4 Caracterização térmica - método fluximétrico (câmara climática)
Numa segunda fase da campanha experimental foi realizado um ensaio complementar baseado num
tipo de método fluximétrico. O ensaio foi realizado com recurso a uma câmara climática de acordo com
esquema descrito em 3.7.2, tendo-se estabelecido uma temperatura interior fixa de 40ºC durante o
mesmo. Uma vez que apenas se podia fixar a temperatura no interior da câmara, não foi possível
controlar a temperatura do lado exterior dos provetes, em que estes se encontravam sujeitos à
temperatura ambiente do laboratório de construção do DECivil. Desse modo, não foi possível garantir
com rigor as condições desejadas de regime estacionário.
Realizaram-se três ensaios com esta metodologia, um para cada uma das relações a/c estudadas,
cujos resultados se apresentam nos subcapítulos seguintes. Cada ensaio envolveu a consideração em
simultâneo de nove lajetas de 30x30 cm2 de área instalados numa parede dupla de alvenaria com
isolamento de XPS que materializava a separação entre o ambiente de temperatura controlada no
interior da câmara e o ambiente exterior. As nove lajetas incluem dois espécimes por cada tipo de
agregado analisado, excepto nos casos da Argex e Lytag em que apenas se considerou um espécime.
Nos ensaios acrescentou-se ainda um provete de poliuretano (PUR) cujo objectivo visava ensaiar um
material cujas propriedades térmicas são perfeitamente conhecidas, servindo de provete de referência
para controlo do ensaio e para efeitos comparação de resultados. Os provetes foram preparados
segundo o procedimento descrito em 3.7.2 e posteriormente instalados na parede, como se pode
observar na Figura 3.21. O posicionamento das várias lajetas na parede, que se manteve idêntico para
os 3 conjuntos de ensaios realizados, é apresentado na Figura 4.13.
Figura 4.13 Posicionamento das lajetas durante o ensaio realizado com base no método
fluximétrico (face exterior da parede): 1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6-
Referência; 7-Leca; 8-Argex; 9-Stalite
59
Cada ensaio durou entre cerca de 6 a 7 dias, tendo sido registadas, ao longo do tempo, as temperaturas
ambiente interior e exterior, as temperaturas superficiais interiores e exteriores e os fluxos de calor em
cada um dos 9 provetes. Os registos foram efectuados desde que a câmara foi ligada até quando, após
esta ter sido desligada, a temperatura dos provetes estabilizou novamente. Para além disso, foram
ainda registadas, no mesmo intervalo de tempo, as temperaturas no centro e a 1/4 e a 3/4 da espessura
de 5 das 9 lajetas, correspondendo a um dos espécimes ensaiados por cada tipo de agregado.
A duração adoptada para os ensaios permitiu garantir um período mínimo de 48 horas em que os fluxos
e as temperaturas apresentam-se praticamente estabilizadas em todas as lajetas. Para minimizar os
erros relacionados com o facto da temperatura exterior do ensaio não ser completamente constante ao
longo do dia foram tomadas precauções na escolha dos dias de ensaio, permitindo que as 48 horas de
equilíbrio coincidissem com os dias em que a actividade no laboratório era mais reduzida e as portas
para o exterior se encontravam fechadas (durante o fim-de-semana), permitindo assim que a
temperatura exterior fosse mais regular. Os resultados, monitorizados durante estas 48 horas foram os
utilizados no cálculo da condutibilidade térmica dos betões ensaiados.
Os vários dados recolhidos durante o ensaio, para cada tipo de agregado e relação a/c, são
apresentados nos gráficos das Figura 4.14 a 4.20. Indicam-se as temperaturas na superfície exterior e
interior das lajetas ao longo do tempo (Figura 4.14, 4.17 e 4.19), bem como os fluxos de calor através
das mesmas (Figura 4.15, 4.18 e 4.20). Nas figuras apresenta-se apenas o troço inicial e final das
curvas, remetendo-se para anexo as curvas completas. Os dados relativos à temperatura no interior
dos provetes são também apresentados no Anexo A1.
Figura 4.14 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.35: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas
22
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:02.5
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:10
:02.5
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Tem
pera
tura
(ºC
)
Interior Geral
Exterior Geral
1 PUR int
1 PUR ext
2 Stalite int
2 Stalite ext
3 Referência int
3 Referência ext
4 Leca int
4 Leca ext
5 Lytag int
5 Lytag ext
6 Referência int
6 Referência ext
7 Leca int
7 Leca ext
8 Argex int
8 Argex ext
9 Stalite int
9 Stalite ext
22
24
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36
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:40
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:02.5
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:10
:02.5
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Tem
pera
tura
(ºC
)
Interior Geral
Exterior Geral
1 PUR int
1 PUR ext
2 Stalite int
2 Stalite ext
3 Referência int
3 Referência ext
4 Leca int
4 Leca ext
5 Lytag int
5 Lytag ext
6 Referência int
6 Referência ext
7 Leca int
7 Leca ext
8 Argex int
8 Argex ext
9 Stalite int
9 Stalite ext
60
Figura 4.15 Fluxos de calor com a/c = 0.35: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas
Figura 4.16 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas
0
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5:4
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2.6
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7 0
4:1
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2:3
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6:4
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8 0
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2E Stalite ext
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3E Referência ext
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3E Referência ext
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9E Stalite ext
61
Figura 4.17 Fluxos de calor com a/c = 0.45: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas
Figura 4.18 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.55: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas
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Flu
xo (
W/m
2)
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:02.5
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:02.6
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:02.6
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:02.5
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:00
:02.5
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3 Referência
4 Leca
6 Referência
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2E Stalite ext
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3E Referência ext
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4E Leca ext
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5E Lytag ext
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6E Referência ext
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/07
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:02.5
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:20
:02.6
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)
Interior Geral
Exterior Geral
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1E PUR ext
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2E Stalite ext
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3E Referência ext
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4E Leca ext
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5E Lytag ext
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6E Referência ext
7E Leca int
7E Leca ext
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8E Argex ext
9E Stalite int
9E Stalite ext
22
24
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/01
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:02.6
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:02.6
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/07
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:20
:02.6
09
Te
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)
Interior Geral
Exterior Geral
1E PUR int
1E PUR ext
2E Stalite int
2E Stalite ext
3E Referência int
3E Referência ext
4E Leca int
4E Leca ext
5E Lytag int
5E Lytag ext
6E Referência int
6E Referência ext
7E Leca int
7E Leca ext
8E Argex int
8E Argex ext
9E Stalite int
9E Stalite ext
62
Figura 4.19 Fluxos de calor com a/c = 0.55: troço inicial (esquerda) e troço final (direita) das curvas
Devido a problemas ocorridos no equipamento, nos ensaios realizados aos betões com a/c de 0.45 não
se registam os valores referentes às lajetas com Lytag e Argex nas Figuras 4.17 e 4.18. No Anexo A1
apresentam-se os valores obtidos num ensaio complementar realizado para estas duas composições.
Tendo por base as propriedades térmicas dos vários tipos de betões estudados, indicadas no Quadro
4.4, é possível confirmar alguns aspectos interessantes que se realçam nas Figuras 4.15 a 4.20.
A partir dos gráficos de fluxos de calor (Figuras 4.16, 4.18 e 4.20) confirma-se que as misturas de maior
massa volúmica e condutibilidade térmica (BAN e BEAL com Stalite) apresentam os valores de fluxo
mais elevados. Da mesma forma, as misturas de menor massa volúmica (BEAL com Argex ou Leca)
apresentaram os menores fluxos de calor. De facto, as misturas de maior massa volúmica estão
associadas aos maiores valores de condutibilidade térmica, , (Quadro 4.4). As diferenças de fluxo que
se observam são maiores dos BAN para os BEAL do que entre os diferentes BEAL, o que se prende
com o facto das diferenças de dos BEAL face aos BAN, serem em média de 45%, ao passo que entre
os vários BEAL, são no máximo de 18%.
Outro aspecto interessante é que a taxa de incremento/decréscimo de fluxo de calor, bem como a taxa
de incremento/decréscimo da temperatura na superfície exterior, são mais elevadas nos betões
normais (inclinação das curvas nos troços iniciais e finais do gráfico). Tal poderá ser justificado pelo
facto da difusividade térmica, , nos betões convencionais ser, em média, cerca de 83% superior à dos
BEAL, o que significa uma maior taxa de transferência de calor através dos espécimes. De entre os
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Flu
xo (
W/m
2)
1 PUR
2 Stalite
3 Referência
4 Leca
5 Lytag
6 Refêrencia
7 Leca
8 argex
9 Stalite
63
restantes betões, a tendência verificada é para que os betões de menor massa volúmica, associados
a menores difusividades, apresentem as menores taxas de incremento/decréscimo de fluxo de calor e
de temperatura exterior,
Em relação ao período de tempo necessário para que os provetes atinjam as condições de equilíbrio,
verifica-se que este foi aproximadamente semelhante entre as várias misturas. Tal deverá resultar do
facto da capacidade térmica volumétrica dos BAN ser praticamente semelhante à dos BEAL (diferenças
médias de cerca de 5%). Conforme referido em 4.3.3, isso sugere, que os BAN e os BEAL requerem
aproximadamente o mesmo tempo para atingirem o equilíbrio.
Após se atingir o regime estacionário, de acordo com a equação de fluxo de calor em regime
permanente (equação 2.5), seria de esperar que os betões de maior massa volúmica apresentassem
maiores temperaturas na superfície exterior, conforme se confirma nas Figuras 4.15 a 4.20. No entanto,
seria igualmente expectável que os betões de maior massa volúmica apresentassem as temperaturas
da superfície interior mais baixas, o que não se veio a verificar. Curiosamente, observa-se inclusive que
a temperatura na superfície interior tende a diminuir com o decréscimo da massa volúmica do betão.
Porém, nos provetes de referência em poliuretano, o aumento da temperatura superficial interior já foi
evidente, conforme seria de esperar, tendo em conta os menores valores de fluxo de calor associados
a estes elementos.
Uma possível explicação para este fenómeno prende-se com o facto das temperaturas superficiais
interiores serem afectadas pelo escoamento de ar imposto pelo ar condicionado no interior da câmara.
Na equação de fluxo de calor em regime estacionário admite-se que a resistência térmica superficial
interior, Rsi, é constante. No entanto, esta hipótese é difícil de garantir, uma vez que devido ao
escoamento de ar introduzido pelo sistema de ar condicionado, podem ocorrer variações no Rsi, em
cada um dos provetes. Desse modo, procedeu-se ao cálculo de Rsi em cada lajeta (equação 4.6), a
partir dos valores de fluxo (q) e das temperaturas interior (T i) e superficial interior (Tsi), tendo-se
verificado que os seus valores se encontravam entre 0.05 e 0.12 m2.ºC/W, sendo inferiores nas
posições 4 e 7, e superiores nas posições 3, 6 e 9 da parede (Figura 4.13). Com auxílio de um
anemómetro de fio quente TAS da Airflow, também se verificou que as velocidades do ar interior da
câmara climática eram superiores nas posições 3, 6 e 9, o que confirma os resultados anteriores. É de
notar que o regulamento em vigor, REH (2013), estabelece o valor padrão de Rsi em 0.13 m2.ºC/W.
𝑅𝑠𝑖 =𝑇𝑖 − 𝑇𝑠𝑖
𝑞 (4.9)
Refira-se ainda que, mesmo no período estabilizado, são observadas oscilações cíclicas da
temperatura ambiente exterior e das temperaturas superficiais exteriores das lajetas. Isto deve-se ao
facto de, como já foi referido no capítulo 3, a temperatura exterior do ensaio ser a temperatura ambiente
do Laboratório de Construção, sendo as oscilações de temperatura resultantes dos ciclos diários de
64
dia e noite. Por comparação com a curva exterior geral de temperatura (Figuras 4.15, 4.17 e 4.19),
constata-se que a curva de evolução da temperatura no poliuretano é praticamente idêntica, ao passo
que os picos de temperatura nos betões de maior massa volúmica tendem a ser mais amortizados. Ou
seja, o PUR parece reagir de forma mais rápida a rápidas variações de temperatura, ao passo que os
BAN são menos sensíveis a este fenómeno (menor amplitudes térmicas entre ciclos de dia e noite).
Esta característica evidenciada pelos BAN deverá estar relacionada com a sua maior inércia térmica,
conforme discutido em 4.3.3.
Por sua vez, um pequeno aumento/redução na temperatura exterior está associado a um maior
decréscimo/incremento do fluxo de calor nos betões normais, sendo praticamente desprezável a
variação de fluxo no provete de poliuretano. Neste caso, o fenómeno deverá estar associado à maior
difusividade identificada nos BAN (Quadro 4.4).
Para além das temperaturas superficiais monitorizaram-se também as temperaturas no interior das
mesmas, para cinco dos nove provetes, testados em cada ensaio. Nas Figura 4.20, Figura 4.21 e Figura
4.22 são apresentados os gráficos das temperaturas ao longo da espessura das lajetas, para cada
relação a/c e tipo de agregado.
Figura 4.20 Temperaturas no interior das lajetas – a/c = 0.35
24,0
26,0
28,0
30,0
32,0
34,0
36,0
38,0
40,0
0 2 4 6 8 10 12 14
Tem
pera
tura
(ºC
)
Distância (cm)
Referência
Stalite
Lytag
Leca
Argex
Linear (Referência)
Linear (Stalite)
Linear (Lytag)
Linear (Leca)
Linear (Argex)
Exterior
Interior
65
Figura 4.21 Temperaturas no interior das lajetas – a/c = 0.45
Figura 4.22 Temperaturas no interior das lajetas – a/c = 0.55
Em todos os ensaios realizados, a temperatura de cada lajeta decresce linearmente ao longo da sua
espessura, o que indica que se deverá ter atingido um regime praticamente estacionário, em que o
fluxo de calor é aproximadamente constante. O declive das linhas de desenvolvimento da temperatura
na espessura dos provetes tende a aumentar nos betões de menor massa volúmica, dado que estão
associados a menores condutibilidades térmicas.
24,0
26,0
28,0
30,0
32,0
34,0
36,0
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40,0
0 2 4 6 8 10 12 14
Tem
pera
tura
(ºC
)
Distância (cm)
Referência
Stalite
Lytag
Leca
Argex
Linear (Referência)
Linear (Stalite)
Linear (Lytag)
Linear (Leca)
Linear (Argex)
24,0
26,0
28,0
30,0
32,0
34,0
36,0
38,0
40,0
0 2 4 6 8 10 12 14
Tem
pera
tura
(ºC
)
Distância (cm)
Referência
Stalite
Lytag
Leca
Argex
Linear (Referência)
Linear (Stalite)
Linear (Lytag)
Linear (Leca)
Linear (Argex)
Interior
Exterior
Exterior
Interior
66
Devido à oscilação da temperatura exterior ao longo do tempo, com alguma frequência constata-se que
a temperatura superficial exterior apresenta um ligeiro desfasamento da linha de tendência linear que
define a evolução de temperatura no interior dos provetes. Este fenómeno tende a ser mais evidente
nos betões de maior massa volúmica dado que, conforme referido, ao apresentarem maior inércia
térmica, reagem mais lentamente a variações ocorridas na temperatura exterior (Figura 4.21 a 4.23).
Estas diferenças condicionam ligeiramente o cálculo rigoroso do coeficiente de condutibilidade térmica,
dado que introduzem pequenos desfasamentos face à curva real de evolução da temperatura ao longo
da parede. Nestas condições, o erro associado à determinação do coeficiente de condutibilidade
térmica tende a ser superior nos BAN, dado estarem mais sujeitos a estes fenómenos. Para reduzir os
erros associados a este problema, adoptou-se o método referido em 4.3.1 para o cálculo do coeficiente
de condutibilidade térmica.
Um dos cuidados considerados na montagem do ensaio foi o de garantir que as juntas na zona em
redor de cada lajeta estavam devidamente seladas, tal como referido no capítulo 3. Assim, durante a
execução dos ensaios foi utilizada uma câmara termográfica para verificar se a temperatura na área
exposta das lajetas era uniforme e, como tal, não existiam zonas de ponte térmica relevantes, o que
comprometeria os resultados.
Na Figura 4.23 estão representadas, a título de exemplo, as termografias da face exterior de duas das
lajetas, uma com Leca e outra com agregado natural, respectivamente. Confirma-se que a temperatura
é aproximadamente uniforme em toda a área da face da lajeta, para as várias situações, o que
comprova que o isolamento e selagem laterais foram eficazes e o fluxo térmico foi uniformemente. Tal
como referido anteriormente, e observado no provete de PUR nas Figuras 4.15, 4.17 e 4.19, a região
de poliuretano em volta das lajetas, devido à sua reduzida condutibilidade térmica, apresenta
temperaturas superficiais exteriores bastante inferiores (Figura 4.23).
Figura 4.23 Termografia da face exterior das lajetas de: a)BEAL com Leca; b) Betão normal
de referência
Nas Figura 4.24, 4.26 e 4.27 são apresentados termogramas gerais das paredes, para cada uma das
relações a/c ensaiadas. Note-se que as imagens apresentam uma paleta de cores diferente para as
mesmas temperaturas, uma vez que a escala do equipamento se ajustava à envoltente. Confirma-se
b) a)
67
que as temperaturas superficiais mais elevadas ocorrem nas lajetas com maior massa volúmica,
colocadas nas posições 2, 3, 6 e 9 (BAN e BEAL com Stalite), o que está de acordo com os valores
determinados e indicados nas Figuras 4.21 a 4.23. As menores temperaturas observadas na parede e
na região em redor das lajetas confirmam que o fluxo de calor se deu principalmente pelas lajetas, não
havendo perdas significativas pela envolvente.
Figura 4.24 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.35
Figura 4.25 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.45
68
Figura 4.26 Termograma do ensaio das lajetas com a/c = 0.55
Este assunto será novamente abordado mais adiante, quando se discutirem melhor as distribuições
das temperaturas superficiais interiores ao nível das lajetas.
Na Figura 4.27, indica-se a distribuição de temperaturas na superfície interior das lajetas, após estas
atingirem o regime praticamente estacionário. Conforme referido, ao contrário do esperado, estas
temperaturas foram superiores nos betões de maior massa volúmica. No entanto, importa referir, uma
vez mais, que o posicionamento das lajetas correspondentes às misturas de maior massa volúmica
coincidiu com a região da parede sujeita às maiores velocidades de escoamento de ar, ou seja, maiores
trocas por convecção. Conforme observado na Figura 4.27 esta região foi mais afectada pelo
escoamento de ar proveniente do ar condicionado colocado no topo da câmara, constatando-se um
crescimento progressivo das temperaturas da direita para a esquerda e de baixo para o topo da parede.
Este padrão foi verificado para os 3 conjuntos de ensaios realizados na câmara, em que se manteve
sempre o mesmo posicionamento para os diferentes tipos de agregados utilizados.
69
Figura 4.27 Temperaturas superficiais no interior da parede – ensaio das lajetas com relação
a/c = 0.45 (1-PUR; 2-Stalite; 3-Referência; 4-Leca; 5-Lytag; 6-Referência; 7-Leca; 8-Argex; 9-
Stalite)
4.4.1 Condutibilidade térmica - fluxímetros
A condutibilidade térmica das lajetas ensaiadas nesta fase da campanha experimental foi obtida através
dos valores de fluxo e temperaturas superficiais medidas em cada lajeta. Uma vez que os valores de
fluxos de calor e de temperaturas superficiais não são totalmente constantes ao longo do tempo, devido
à variação diária da temperatura exterior, optou-se por aplicar o método da Média Progressiva, descrito
na norma EN ISO 9869:1994 e utilizado por exemplo por Asdrubali et al. (2014) e Valadas (2014).
O método da Média Progressiva consiste no cálculo fluxo de calor (q), para cada instante, através da
média dos seus valores nos instantes anteriores, como representado na expressão 4.7.
𝑞𝑖+1 =
𝑞𝑖 + 𝑞𝑖−1 + 𝑞𝑖−2 + ⋯
𝑖 (4.10)
O cálculo da condutibilidade térmica (λ) foi efectuado através da expressão 4.8. O valor de λ foi
posteriormente convertido para 10ºC, seguindo o mesmo procedimento da norma ISO/FDIS 10456
(2007), tal como explicado em 4.3.1. Para a temperatura de ensaio (necessária para a conversão) foi
utilizado o valor médio das temperaturas superficiais exterior e interior de cada lajeta.
123
456
9 8 7
39.05 ºC35.07 ºC35.76 ºC
35.63 ºC 35.01 ºC 34.40 ºC
34.84 ºC34.81 ºC36.09 ºC
Tendência geral das temperaturas superficiais interiores
70
𝜆 =𝑞. 𝑒
𝑇𝑠𝑖 − 𝑇𝑠𝑒
(𝑊/𝑚º𝐶) (4.11)
Em que:
q – fluxo de calor ao longo da espessura da lajeta (W/m2);
e – espessura da lajeta (m);
Tsi – temperatura superficial interior da lajeta (ºC);
Tse – temperatura superficial exterior da lajeta (ºC).
Cada uma das lajetas foi também ensaiada com o método transiente utilizado na primeira fase da
campanha experimental. Com rigor, apenas após o ensaio com o Isomet 2114 é que se procedeu à
montagem das lajetas na parede da câmara climática. Refira-se que a sonda plana do equipamento
Isomet 2114 foi colocada sensivelmente no centro da superfície exterior da lajeta (Figura 4.28),
conforme explicado no capítulo 3.
Figura 4.28 Método transiente aplicado em lajeta
Os resultados da condutibilidade térmica nas lajetas, para os dois tipos de ensaio, são apresentados
no Quadro 4.5. No ensaio com o método transiente foram caracterizadas duas lajetas por cada tipo de
agregado e relação a/c, num total de 10 lajetas. No Quadro 4.5 apresentam-se os valores discretos e
os resultados médios da condutibilidade térmica por cada tipo de agregado e relação a/c. Mais uma
vez, os valores de condutibilidade térmica obtidos foram convertidos para temperaturas de 10ºC,
seguindo o mesmo procedimento descrito na secção 4.3.1. Importa salientar novamente que as lajetas
foram previamente secas a 100ºC até massa constante, antes de se proceder à realização dos ensaios.
De referir ainda que na análise dos resultados, optou-se por não considerar o valor determinado para
a lajeta com Lytag e relação a/c de 0,55, dado ter conduzido a um valor anormalmente elevado, sendo
inclusivamente idêntico ao da mistura com a/c de 0,45.
71
Quadro 4.5 Condutibilidade térmica – Lajetas
Tipo de agregado
a/c ρseco
(kg/m3)
λseca isomet (W/mºC) λseca fluxímetro (W/mºC)
L1 L2 Média L1 L2 Média
A.N.
0.35 2339 2.16 2.03 2.10 2.55 2.20 2.37
0.45 2229 1.98 1.98 1.98 2.35 2.08 2.22
0.55 2231 1.98 1.93 1.96 2.28 2.04 2.16
Leca
0.35 1755 1.25 1.17 1.21 1.19 1.35 1.27
0.45 1695 1.16 1.17 1.16 1.08 1.19 1.14
0.55 1638 1.12 1.07 1.10 1.02 1.06 1.04
Stalite
0.35 1892 1.48 1.56 1.52 1.53 1.57 1.55
0.45 1843 1.30 1.42 1.36 1.30 1.31 1.30
0.55 1799 1.20 1.17 1.19 1.20 1.20 1.20
Lytag
0.35 1842 1.38 1.27 1.32 1.35 - 1.35
0.45 1773 1.13 1.17 1.15 1.25 - 1.25
0.55 1739 1.06 0.97 1.02 1.24 - 1.24
Argex
0.35 1552 1.13 - 1.13 1.02 - 1.02
0.45 1474 1.05 0.98 1.01 0.95 - 0.95
0.55 1436 0.95 0.90 0.93 0.88 - 0.88
Para os provetes ensaiados, com uma gama de massas volúmicas entre 1436 e 1892 kg/m3 nos BEAL
e entre 2229 e 2339 kg/m3 nos BAN, foram obtidos valores de condutibilidade térmica a 10ºC (λ10ºC),
em provetes secos, entre 0.88 e 1.57 W/mºC, e entre 2.04 e 2.55 W/mºC, respectivamente. Em média
verificam-se reduções na condutibilidade térmica dos BEAL face aos BAN de 40, 43.1, 48.9 e 57.8%,
nos betões com Stalite, Lytag, Leca e Argex, respectivamente. Estas reduções foram ligeiramente
superiores às diferenças de 32 a 53% obtidas em 4.3.1, aquando da caracterização térmica de
espécimes reduzidos, pelo método transiente. A condutibilidade térmica medida nas lajetas foi, em
média, 3,4% superior nos BAN e cerca de 6 a 14% superior nos BEAL, dependendo do tipo de
agregado.
Como é referido no capítulo 3, os espécimes de dimensões reduzidas ensaiados na primeira parte da
campanha experimental são obtidos através do seccionamento transversal de provetes cilíndricos.
Assim, a superfície que se encontra em contacto com a sonda plana do equipamento durante o ensaio
(Figura 4.29) contém uma mistura visível de agregados e pasta cimentícia. Por outro lado, as lajetas
foram medidas em faces moldadas em que por efeito de parede forma-se uma fina camada de
argamassa que protege os agregados. Assim, a superfície em contacto com a sonda é composta
apenas por pasta, ficando os agregados no interior. A referida diferença nos resultados poderá então
estar relacionada com o facto de a pasta cimentícia apresentar uma condutibilidade térmica superior à
dos agregados leves, sendo este fenómeno menos importante nos betões convencionais.
72
Figura 4.29 Espécime de dimensões reduzidas – face cortada
Os resultados obtidos em diferentes pontos da lajeta revelam, através do equipamento Isomet 2114,
que as lajetas foram, em geral, bem produzidas, apresentando alguma uniformidade nos resultados. A
diferença nos valores obtidos entre provetes de igual composição, no ensaio do método transiente,
foram inferiores a 5%, incluindo para as misturas de referência. Esta variação está abaixo do erro
reportado pelo fabricante do equipamento para a gama de medições executadas (10%).
A relação da condutibilidade térmica calculada a partir dos ensaios em câmara climática com a massa
volúmica é apresentada na Figura 4.30. À semelhança do observado em 4.3.1, confirma-se novamente
uma adequada relação exponencial entre a condutibilidade térmica e a massa volúmica.
Na mesma Figura 4.30, apresenta-se também a curva de tendência obtida com base no método
transiente. Em geral constata-se, conforme igualmente confirmado no Quadro 4.5, que as diferenças
de valores obtidos entre os dois ensaios foram reduzidas, apresentando apenas algum significado nos
betões de maior massa volúmica associados a elevados coeficientes de condutibilidade. De facto, a
diferença tende a aumentar com o incremento de massa volúmica do betão (Figura 4.30). Este facto
pode dever-se ao erro de medição do equipamento Isomet 2114 que, de acordo com o fabricante, tem
tendência a aumentar (em valor absoluto e em percentagem) para níveis de condutibilidade térmica
crescentes, o que explica o aumento da diferença observada. Ainda assim, por comparação das linhas
de tendência, a diferença média máxima entre métodos foi inferior a 15%. Nos BEAL essas diferenças
médias foram geralmente inferiores a 4%.
73
Figura 4.30 Relação da condutibilidade térmica com a massa volúmica nos provetes de
reduzida dimensão (p.r.d.) e lajetas – método fluximétrico e método transiente
Na Figura 4.31 comparam-se directamente os vários resultados obtidos nos dois ensaios, confirmando-
se que as diferenças entre métodos são geralmente inferiores a 10%. Mais uma vez se confirma, que
o método transiente tende a ser conservativo para elevados valores do coeficiente de condutibilidade
térmica.
Figura 4.31 Condutibilidade térmica das lajetas – comparação de tipos de ensaio
0,5
0,7
0,9
1,1
1,3
1,5
1,7
1,9
2,1
2,3
2,5
1400 1600 1800 2000 2200 2400
Condutibili
dade t
erm
ica (
W/m
ºC)
Massa volúmica (Kg/m3)
Leca lajetas isomet
Stalite lajetas isomet
A.N. lajetas isomet
Lytag lajetas isomet
Argex lajetas isomet
Leca lajetas fluxímetro
Stalite lajetas fluxímetro
A.N. lajetas fluxímetro
Lytag lajetas fluxímetro
Argex lajetas fluxímetro
Leca p.r.d. isomet
Stalite p.r.d. isomet
A.N. p.r.d. isomet
Lytag p.r.d. isomet
Argex p.r.d. isomet
Exponencial (geral lajetasisomet)Exponencial (geral p.r.d.isomet)Exponencial (geral lajetasfluxímetro)
y = 1.24x - 0.26
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
λfluxím
etr
os (
W/m
ºC)
λ isomet (W/mºC)
+10%
-10%
45º
74
4.4.1.1 Influência do tipo de agregado e relação a/c
Seguindo o mesmo raciocínio aplicado em 4.3.1, é possível obter conclusões idênticas em relação à
influência do tipo de agregado e relação a/c.
Figura 4.32 Relação da condutibilidade térmica com o tipo de agregado – Ensaios com
fluxímetros
Basicamente, confirma-se que para uma dada massa volúmica, as variações introduzidas ao nível da
matriz assumem maior influência na condutibilidade térmica do que alterações no tipo ou porosidade
do agregado (Figura 4.32). Confirma-se também que para uma dada massa volúmica, a condutibilidade
térmica tende a diminuir com o aumento da relação a/c, independentemente do tipo de agregado
(Figura 4.33).
Figura 4.33 Relação da condutibilidade térmica com a relação a/c – Ensaios com fluxímetros
0,5
0,7
0,9
1,1
1,3
1,5
1,7
1,9
2,1
2,3
2,5
1400 1600 1800 2000 2200 2400
Condutibili
dade t
erm
ica (
W/m
ºC)
Massa volúmica (Kg/m3)
Leca
Stalite
A.N.
Lytag
Argex
Exponencial(geral)Exponencial(Leca)Exponencial(Stalite)Exponencial(A.N.)Exponencial(Lytag)Exponencial(Argex)
0,5
0,7
0,9
1,1
1,3
1,5
1,7
1,9
2,1
2,3
2,5
1400 1600 1800 2000 2200 2400
Condutibili
dade t
érm
ica (
W/m
ºC)
Massa volúmica (Kg/m3)
a/c = 0.35
a/c = 0.45
a/c = 0.55
75
4.4.2 Calor específico – Lajetas
O calor específico (cp) das misturas pode ser obtido directamente a partir do valor de cpρ dos provetes
ensaiados com o Isomet 2114, mas também à custa da variação do fluxo de calor e das temperaturas
registadas pelos fluxímetros e termopares colocados nas lajetas ensaiadas na câmara climática.
Efectivamente, a capacidade térmica pode ser estimada através das temperaturas e fluxos de calor dos
provetes ao longo do tempo nas diferentes posições, quando estes se encontravam em fase de
aquecimento da câmara, ou seja, em regime transiente. Nos cálculos seguintes adoptou-se a
nomenclatura representada na Figura 4.34, onde se esquematiza a espessura de uma lajeta com
termopares no interior, assim como os respectivos fluxos que a atravessam.
Figura 4.34 Esquema da espessura da lajeta com termopares e fluxos
O cálculo da capacidade térmica é feito através da expressão 4.9 (equação de transmissão da
condução de calor em regime instacionário), retirada de Rodrigues et al (2009).
𝜕𝑇
𝜕𝑡=
𝜆
𝜌 𝑐𝑝
.𝜕2𝑇
𝜕𝑥2 ⇔ (4.12)
⇔ 𝜌 𝑐𝑝
𝜕𝑇
𝜕𝑡=
𝜕
𝜕𝑥(𝜆
𝜕𝑇
𝜕𝑥) (4.13)
Sendo que:
𝜆
𝜕𝑇
𝜕𝑥= −𝑞 (4.14)
Tsi TseT3T2T1 TeTi
qsi-1 q1-2 q2-3 q3-se
qgeral
8cm
2cm 2cm 2cm 2cm
76
tem-se então:
⇔ 𝜌 𝑐𝑝
𝜕𝑇
𝜕𝑡= −
𝜕𝑞
𝜕𝑥 (4.15)
Com os dados de temperatura (T) obtidos ao longo do tempo pelos termopares colocados nas
diferentes posições de cada uma das lajetas colocadas na câmara climática, pode calcular-se
directamente o valor de ρdT/dt. O valor de –dq/dx é obtido em cada instante pela expressão 4.16.
−
𝜕𝑞
𝜕𝑥=
𝑞1−2 − 𝑞2−3
0.02 (4.16)
com:
q1−2 =
λ
0.02(T1 − T1) (4.17)
q2−3 =
λ
0.02(T2 − T3) (4.18)
Sabendo em cada um dos instantes a relação entre ρdT/dt e –dq/dx, e por aplicação da expressão
4.15, pode determinar-se o valor de calor específico cp. Na Figura 4.35 apresenta-se, a título de
exemplo, os valores de –dq/dx em função de dT/dt para a lajeta de betão de referência com relação a/c
igual a 0.45, onde a inclinação da recta de tendência linear é o valor de cp, que neste caso deu 799.69
J/kgºC (com R2=0.86), próximo dos valores de 787 J/kgºC obtidos a partir dos resultados do ensaio
com o equipamento Isomet 2114 (Quadro 4.6).
Figura 4.35 Obtenção do valor de cp da lajeta de Referência com relação a/c = 0.45
y = 799,69x + 0,06R² = 0,86
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
0 0,0002 0,0004 0,0006 0,0008 0,001 0,0012
-(dq/d
x)
dT/dt (ºC/s)
77
Na Figura 4.36 apresenta-se o andamento dos valores dos fluxos de calor, calculados a partir das
temperaturas registadas nas diversas posições no interior da lajeta de Referência com relação a/c igual
a 0.45, ou seja, os fluxos de calor (qsi-1, q1-2, q2-3 e q3-se) ao longo da espessura da lajeta (ver Figura
4.34 e equações 4.17 e 4.18). A Figura 4.36 apresenta também o valor do fluxo registado pelo fluxímetro
(qgeral) ao longo da campanha.
Figura 4.36 Fluxos de calor entre as diferentes posições ao longo da espessura da lajeta de
Referência com relação a/c = 0.45
Como se pode observar na Figura 4.36, e tal como esperado, os valores dos fluxos de calor entre as
diferentes posições dos termopares convergem ao longo do tempo para o valor registado pelo
fluxímetro. Esse valor de convergência corresponde ao fluxo de calor em regime permanente. Refira-
se que a dificuldade em determinar as distâncias exactas entre os termopares (que podem ter sofrido
pequenos desvios durante a betonagem), pode afectar significativamente os valores dos fluxos.
Atendendo à complexidade dos fenómenos e cálculos envolvidos na determinação do cp a partir dos
registos temporais de temperatura das lajetas na câmara climática, optou-se por analisar apenas os
resultados do calor específico provenientes dos ensaios realizados com o equipamento Isomet 2114
(Quadro 4.6). Os resultados apresentados no Quadro 4.6 foram determinados pelo quociente entre o
valor de cpρ obtido pelo equipamento Isomet 2114 e a massa volúmica seca de cada lajeta (ρs). Os
resultados representam-se em função da massa volúmica, para diferentes tipos de agregado na Figura
4.37 e relações a/c na Figura 4.38.
-30
0
30
60
90
120
150
0 20 40 60 80
Flu
xo d
e c
alo
r (W
/m2)
Tempo (h)
Qsi-1
Q1-2
Q2-3
Q3-se
Q geral
78
Quadro 4.6 Capacidade térmica nas Lajetas
Tipo de agregado
Mistura a/c ρs
(kg/m3)
cp isomet
lajetas (J/kgºC)
A.N. CEM I
0.35 2339 767
0.45 2229 787
0.55 2231 832
Leca CEM I
0.35 1755 1034
0.45 1695 1079
0.55 1638 1014
Stalite CEM I
0.35 1892 1000
0.45 1843 1006
0.55 1799 962
Lytag CEM I
0.35 1842 986
0.45 1773 1000
0.55 1739 980
Argex CEM I
0.35 1552 1131
0.45 1474 1168
0.55 1436 1160
Figura 4.37 Capacidade térmica nas lajetas –
tipo de agregado
Figura 4.38 Capacidade térmica nas lajetas –
relação a/c
As Figura 4.37 e 4.38 mostram uma tendência linear decrescente da capacidade térmica com o
aumento da massa volúmica, tal como já se tinha verificado para os ensaios realizados nos espécimes
de dimensão reduzida (4.3.2). O tipo de agregado afectou o calor específico pelo efeito que teve na
redução da massa volúmica dos betões, verificando-se diferenças pouco significativas quando betões
de igual massa volúmica foram produzidos com diferentes tipos de agregados. Verifica-se ainda que a
tendência observada é praticamente independente da relação a/c, o que confirma a maior importância
da influência da massa volúmica neste parâmetro.
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1350 1850 2350
Calo
r e
sp
ecíf
ico
(J/k
gºC
)
Massa volúmica (kg/m3)
Leca
Lytag
Stalite
Argex
Referência
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1350 1850 2350
Calo
r e
sp
ecíf
ico
(J/k
gºC
)
Massa volúmica (kg/m3)
a/c = 0.35
a/c = 0.45
a/c = 0.55
79
Em média, o calor específico obtido para cada tipo de betão foi de 1163 J/kgºC, 1044 J/kgºC, 993
J/kgºC, 989 J/kgºC e 798 J/kgºC, para os BEAL com Argex, Leca, Lytag e Stalite e para os betões de
massa volúmica normal, respectivamente.
Na Figura 4.39 apresentam-se, em simultâneo, os resultados da capacidade térmica determinada nas
lajetas e nos espécimes de reduzida dimensão, ambos através do equipamento ISOMET 2114. Em
geral, tendo em conta as suas linhas de tendência, constata-se que a medição nas lajetas conduziu a
valores superiores da capacidade térmica, em cerca de 10%.
Figura 4.39 Capacidade térmica – dois tipos de provete ensaiados
500
600
700
800
900
1000
1100
1200
1300
1350 1550 1750 1950 2150 2350
Capacid
ade t
érm
ica (
J/k
gºC
)
Massa volúmica (kg/m3)
Espécimes dereduzida dimensão
Lajetas
80
4.5 Comparação com os resultados reportados na literatura
Na Figura 4.40 comparam-se os vários valores obtidos pelos diferentes métodos utilizados no presente
trabalho com os resultados reportados por outros autores na literatura consultada (já apresentado em
4.4).
Figura 4.40 Condutibilidade térmica - resultados de diversos autores e do presente estudo
Tal como já tinha sido concluído em 4.3.1, foram obtidos coeficientes de condutibilidade térmica, em
geral, superiores à média dos resultados obtidos por outros autores, para massas volúmicas
semelhantes. No entanto, os resultados obtidos estão muito próximos dos reportados por alguns
autores (ITE50 2006; FIP 1983; Van Geem 1982; ISO/FDIS 10456 2007). Em relação aos vários
estudos apresentados, o método que conduziu a valores mais dentro da média dos vários resultados
foi o ISOMET em espécimes de reduzida dimensão. O método fluximétrico foi o que melhor se
aproximou da tendência geral evidenciada pelos vários resultados reportados na literatura. É de
salientar mais uma vez que existem diferenças entre as misturas e tipos de agregado analisados pelos
diversos autores, assim como diferenças nos métodos e equipamentos de ensaio.
Dado que foram apenas analisados betões com fins estruturais, as curvas obtidas no presente trabalho
não têm em consideração massas volúmicas secas inferiores a 1400 kg/m3 e, como tal, não foram
obtidos valores de condutibilidade térmica inferiores a 0.8 W/mºC.
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
600 900 1200 1500 1800 2100 2400
Co
nd
uti
bilid
ad
e t
érm
ica s
eca (
W/m
ºC)
Massa volúmica seca (kg/m3)
Presente Estudo - IsometEspécimes de reduzida dimensãoPresente estudo - Isomet Lajetas
Presente estudo - FluxímetroLajetasBogas (2011)
FIP (1983)
Protolab
Zhihua et al (2006)
ISO/FDIS 10456 (2007)
Sengul et al (2010)
Akçaozoglu et al (2012)
Alengram et al (2013)
Lo-Shu et al (1980)
Van Geem et al (1982)
ACI 213 (1967 de FIP 1983)
Newman (1993)
Valore (1980)
ITE 50 (2006)
Lightweight concrete in general(FIP 1983)
81
4.6 Aplicação de betão de agregados leves em zonas de ponte térmica
plana
Concluída a análise das propriedades térmicas das diferentes composições dos betões de agregados
leves, é importante tentar perceber o seu comportamento quando aplicado em elementos estruturais.
De seguida analisa-se o comportamento térmico e o cumprimento da regulamentação em vigor (REH
2013), de um conjunto pilar/parede, que corresponde a uma solução construtiva de uso comum numa
habitação corrente.
A zona corrente da solução em estudo corresponde a uma parede de alvenaria de tijolo cerâmico furado
de dois panos com caixa-de-ar e isolamento térmico (XPS) no interior, conforme representado na Figura
4.41, mantendo-se inalterada nas diferentes análises realizadas Por sua vez, o elemento estrutural
consiste num pilar que será constituído pelos diferentes tipos de betão analisados no presente trabalho,
com os revestimentos e disposição construtiva ilustrados na Figura 4.42.
O objectivo deste estudo é determinar a espessura de isolamento térmico necessária na zona do pilar
para que esta zona de ponte térmica plana cumpra os requisitos mínimos do regulamento REH (2013).
Serão analisadas duas soluções de isolamento, sendo uma delas materializada por placas de
poliestireno extrudido (XPS) e a outra por uma argamassa térmica comercial (Isodur, produzido pela
empresa Secil), cuja ficha técnica se encontra no Anexo A2.
Segundo o Regulamento de Desempenho Energético dos Edifícios de Habitação (REH, 2013), o
coeficiente de transmissão térmica (U) nas zonas de ponte térmica plana tem de ser inferior ao valor
máximo regulamentar estabelecido para a zona climática do local estudado, e ao dobro do valor do
coeficiente de transmissão térmica da zona corrente. O regulamento refere também que esta
verificação pode ser dispensada se o valor de U da zona de ponte térmica plana for inferior a 0.9 W/mºC,
o que não se verifica nos elementos de betão estrutural estudados.
A localização assumida para a realização da presente análise foi Lisboa que, segundo o a Portaria n.º
349-B/2013, se encontra na zona climática I1. O valor máximo regulamentar do coeficiente de
transmissão térmica é de 1.75 W/m2 ºC, de acordo com a Tabela I.05 B, presente na referida Portaria.
Nos Quadro 4.7 e 4.8 apresentam-se as características das camadas que compõem cada uma das
zonas corrente e de ponte térmica plana, bem como os respectivos cálculos do coeficiente de
transmissão térmica para a zona corrente.
82
Quadro 4.7 Características da zona corrente
Sistema construtivo Parede Exterior e (m)
(W/mºC)
R (m2 ºC/W)
Referência
1- reboco 0.02 1.300 0.015 pág. I.7 ITE50 LNEC
2- alvenaria tijolo cerâmico furado 0.15 - 0.390 pág. I.12 ITE50 LNEC
3- caixa-de-ar 0.03 - 0.090 -
4- isolamento térmico XPS 0.04 0.037 1.081 pág. I.3 ITE50 LNEC
5- alvenaria tijolo cerâmico furado 0.11 - 0.270 pág. I.12 ITE50 LNEC
6- estuque projectado 0.02 0.180 0.111 pág. I.6 ITE50 LNEC
Total 0.37 - 1.957
Figura 4.41 Disposição das camadas da parede (zona
corrente)
Resistência Térmica Superficial
Rse 0.04
Rsi 0.13
Rtérmica total 2.13
U (W/m2 ºC) 0.47
Quadro 4.8 Características da zona de pilar
Sistema construtivo Pilar e (m)
(W/mºC)
R (m2 ºC/W)
Referência
1- reboco 0.02 1.3 0.015 pág. I.7 ITE50 LNEC
2- camada de isolamento térmico (XPS/argamassa térmica)
variável 0.037/0.070 - -
3- betão (várias misturas) 0.25 variável - -
4- estuque projectado 0.02 0.18 0.111 pág. I.6 ITE50 LNEC
Figura 4.42 Disposição das camadas da parede (pilar)
Resistência Térmica Superficial
Rse 0.04
Rsi 0.13
83
Definidas as várias camadas e as suas propriedades, apresentam-se no Quadro 4.9. os resultados da
espessura de isolamento térmico a aplicar no elemento de betão, de modo a respeitar os requisitos
definidos no REH (2013). Para os valores da condutibilidade térmica das misturas, foram utilizados os
resultados obtidos nos ensaios das lajetas com base no método fluximétrico.
Quadro 4.9 Resultados da espessura mínima de isolamento (XPS e argamassa térmica
comercial) a aplicar no pilar
Tipo de agregado
a/c ρs (kg/m3)
λseca
fluxímetro
(W/mºC) Ucorrente 2Ucorrente Umáx (I1)
mín(2Uc
orrente; Umáx)
espmín isol. XPS
(cm)
espmín isol.
Argamassa
térmica (cm)
A.N.
0.35 2328 2.37
0.47 0.94 1.75 0.94
2.4 4.6
0.45 2239 2.22 2.4 4.6
0.55 2217 2.16 2.4 4.6
Leca
0.35 1727 1.27 2.1 4.0
0.45 1688 1.14 2.0 3.8
0.55 1662 1.04 1.9 3.7
Stalite
0.35 1885 1.55 2.2 4.2
0.45 1845 1.30 2.1 4.0
0.55 1772 1.20 2.1 3.9
Lytag
0.35 1825 1.35 2.2 4.1
0.45 1759 1.25 2.1 4.0
0.55 1722 1.25 2.1 4.0
Argex
0.35 1486 1.02 1.9 3.7
0.45 1488 1.02 1.9 3.7
0.55 1418 0.88 1.8 3.4
Por análise do Quadro 4.9, verifica-se que os betões leves associados a menor condutibilidade térmica,
permitem reduzir a espessura de isolamento térmico entre 8 e 27%, quando comparado com a mesma
solução estrutural, mas constituída por betão corrente de massa volúmica normal.
84
5 Conclusões
5.1 Conclusões finais
De acordo com os objectivos estabelecidos inicialmente, o presente trabalho procurou investigar e
caracterizar as propriedades térmicas e eficiência energética dos betões de agregados leves de
utilização estrutural, recorrendo a uma vasta gama de composições de uso comum, abrangendo quatro
tipos de agregados leves, com porosidades distintas, e quatro relações água/cimento. Esta diversidade
de composições permitiu um estudo rigoroso das principais propriedades físicas, mecânicas e térmicas
dos BEAL.
No subcapítulo seguinte apresenta-se o resumo das conclusões obtidas durante a análise de resultados
vindos da campanha experimental. De entre as propriedades e variáveis analisadas, é dado maior
destaque à condutibilidade térmica e calor específico das amostras estudadas. Para além das
propriedades dos BEAL e da comparação dos métodos de ensaio realizados, apresenta-se ainda uma
breve análise do desempenho térmico das misturas produzidas numa solução estrutural de possível
uso comum.
No final do capítulo apresentam-se ainda algumas sugestões de desenvolvimentos futuros, que
permitam consolidar e continuar o estudo da eficiência energética e vantagens da utilização dos BEAL.
5.2 Conclusões gerais
No presente trabalho foram caracterizados betões com diferentes composições e tipos de agregados
de porosidade bastante distinta, sendo possível abranger a gama mais comum de BEAL utilizados na
construção.
Em geral, os betões foram produzidos com classe de consistência S3, apresentando massas volúmicas
frescas desde cerca de 1600 kg/m3 a 2000 kg/m3, em função do tipo de agregado leve. A classe de
resistência à compressão variou entre C25/30 a C60/75 nos betões de massa volúmica normal e entre
LC 16/18 a LC60/66 nos BEAL, os quais estão associados a classes de massa volúmica D1,6-D2,0.
Destaca-se o facto da eficiência estrutural dos BEAL com agregados menos porosos (Stalite) ter sido
sempre superior à dos BAN de igual composição, mesmo tendo em consideração pastas de elevada
compacidade. Numa primeira fase do trabalho procedeu-se à caracterização da condutibilidade térmica
dos betões tendo em consideração o método transiente de sonda plana associado ao equipamento
ISOMET.
Dependendo do tipo e composição dos betões foram obtidas condutibilidades térmicas, em provetes
secos, desde 0.87 W/mºC a 1.36 W/mºC nos BEAL e desde 1,86 W/mºC a 2,0 W/mºC nos BAN. Estes
valores correspondem a reduções de cerca de 30 a 50% na condutibilidade térmica dos BEAL face aos
85
BAN, dependendo do nível de porosidade do agregado leve adoptado em substituição dos agregados
de massa volúmica normal. Ainda assim, tendo em consideração que a resistência mecânica e a massa
volúmica variam de forma inversamente proporcional com a condutibilidade térmica, as soluções que
evidenciaram melhor rácio entre a eficiência estrutural e a condutibilidade térmica foram os BEAL de
maior massa volúmica seguido dos restantes BEAL e apenas depois os betões convencionais. Desse
modo, conclui-se que dando a mesma importância ao comportamento estrutural e à capacidade de
isolamento térmico, os BEAL de maior massa volúmica são os que permitem satisfazer melhor estes
dois critérios em simultâneo.
Conclui-se que a condutibilidade térmica não é apenas afectada pela massa volúmica do betão mas
também pelas características das suas fases constituintes. Para a mesma variação de massa volúmica,
constata-se que uma eventual alteração nas características da argamassa tem maior influência na
condutibilidade térmica do que o tipo de agregado.
A condutibilidade térmica varia de forma proporcional com o tipo de agregado, verificando-se uma
correlação elevada entre esta propriedade e a porosidade dos mesmos, tendo em conta betões de igual
composição. Em média, estimou-se uma redução de cerca de 3% na condutibilidade térmica para um
aumento de 5% na porosidade dos agregados.
O aumento da relação a/c, associado ao acréscimo do nível de porosidade da pasta, conduz a uma
redução do coeficiente de condutibilidade térmica do betão. Alterações no nível de porosidade da pasta
assumiram maior relevância do que variações semelhantes na porosidade dos agregados. O efeito na
condutibilidade térmica de diferenças ao nível da relação volume de areia/volume de pasta podem
sobrepor-se aos decorrentes de variações na compacidade da matriz.
Constata-se uma correlação linear entre o coeficiente de condutibilidade e o teor de humidade do betão,
quando as variações de humidade ocorrem ao nível da pasta, conforme é geralmente o caso em
estruturas reais. Em média, constatam-se aumentos de 4.8 a 9.1% no coeficiente de condutibilidade
térmica para incrementos de 1% no teor de humidade do betão. Verifica-se que esta variação tende a
aumentar com o incremento da relação a/c, não se verificando nenhuma dependência clara desta
variação com o tipo de agregado.
Numa fase inicial de secagem, enquanto esta se processa essencialmente ao nível do agregado e
ocorre migração de água para a pasta, a variação do coeficiente de condutibilidade térmica com o teor
de humidade do betão é menos pronunciada.
Conclui-se existir uma relação aproximadamente linear entre a redução do calor específico dos betões
e o incremento da sua massa volúmica. Em função do tipo de agregado leve foram obtidos valores de
calor específico entre cerca de 900 e 1000 J/kgºC, ocorrendo uma redução média de 20 J/kgºC por
cada redução de 5% na porosidade dos agregados.
86
Os betões leves estudados apresentaram, em média, difusividades e inércias térmicas cerca de 40-
50% e 25-35% inferiores às dos betões de massa volúmica normal, respectivamente. Isso significa que
os BEAL, apesar de reagirem mais rapidamente a variações de temperatura no ambiente, apresentam
o potencial de reduzir em cerca de 50% a velocidade de transferência de calor através dos elementos
estruturais. Durante os ensaios realizados em câmara climática, através das curvas de evolução da
temperatura e do fluxo de calor em cada provete, confirmam-se os seguintes aspectos relevantes: o
fluxo aumenta nas misturas de maior massa volúmica, associadas a maior condutibilidade térmica; a
redução da taxa de transferência de calor através dos betões de menor massa volúmica, associados a
menor difusividade térmica; o desenvolvimento de maiores temperaturas superficiais no lado mais frio
da envolvente, nos betões de maior massa volúmica; maior rapidez de reacção das temperaturas
superficiais a oscilações de temperatura no ambiente nos betões de menor massa volúmica,
associados a menor inércia térmica.
O calor específico volumétrico foi semelhante entre os vários betões estudados, registando-se apenas
diferenças médias inferiores a 5% entre os BEAL e os BAN.
Complementarmente, caracterizou-se a condutibilidade térmica dos betões com base num método
fluximétrico realizado em câmara climática. Em todos os ensaios realizados verificou-se, por análise
termográfica, que a distribuição de temperaturas e, consequentemente, o fluxo de calor foram
aproximadamente uniformes na área das lajetas. O fluxo de calor ocorreu essencialmente através das
lajetas, sendo muito pouco significativas as perdas pela envolvente.
Tal como observado nos ensaios pelo método transiente sobre provetes de reduzida dimensão,
confirma-se que a condutibilidade térmica varia de forma exponencial com a massa volúmica. A
redução de condutibilidade térmica nos BEAL face aos BAN foi cerca de 40 a 60%, ligeiramente
superior ao observado em provetes de reduzida dimensão.
Conclui-se que as diferenças de condutibilidade térmica são, em geral, inferiores a 10%, entre o método
fluximétrico e o método transiente efectuado directamente sobre as mesmas lajetas. As maiores
diferenças são observadas nos betões de maior massa volúmica, supondo-se que este facto possa
estar relacionado com o aumento do erro associado ao equipamento ISOMET 2114 na medição de
condutibilidades térmicas mais elevadas.
Dos resultados obtidos no método transiente, confirma-se novamente que para uma dada massa
volúmica, as variações introduzidas ao nível da matriz assumem menor influência na condutibilidade
térmica do que alterações no tipo ou porosidade do agregado e que a condutibilidade térmica tende a
aumentar com a relação a/c, independentemente do tipo de agregado.
O calor específico decresce linearmente com o incremento de massa volúmica, demonstrando a mesma
tendência, independentemente do tipo de agregado e relação a/c. Face à caracterização em espécimes
de reduzida dimensão, o calor específico nas lajetas foi em média cerca de 10% superior.
87
Tendo em conta outros resultados reportados na literatura, verifica-se que apesar dos valores obtidos
no presente estudo serem comparáveis aos de outros autores, conduzem a condutibilidades térmicas
ligeiramente superiores à média da generalidade dos resultados. O método fluximétrico foi o que melhor
se aproximou da tendência de evolução da condutibilidade térmica em função da massa volúmica
reportada pela generalidade dos autores, dado que parece ser capaz de traduzir melhor a gama de
elevada condutibilidade térmica dos betões de massa volúmica normal.
Finalmente, foi analisado o desempenho térmico das várias misturas produzidas no trabalho quando
incorporadas em elementos estruturais de uma solução considerada de possível uso comum. Constata-
se que dependendo do tipo de agregado, a utilização de betão leve permitiu reduzir a espessura de
isolamento face às soluções correntes em betão convencional em cerca de 10 a 30%.
Em suma, foram caracterizados diferentes tipos de betões leves de uso corrente, constatando-se que
face aos betões convencionais de massa volúmica normal, é possível atingir soluções de maior
eficiência estrutural, que são ainda capazes de reduzir a condutibilidade e a difusividade térmica em
pelo menos 40%, mantendo a mesma capacidade térmica volumétrica e implicando uma redução de
cerca de 25% na inércia térmica. Este desempenho é atingido com os BEAL de maior massa volúmica,
ocorrendo uma redução adicional nas propriedades de difusibilidade e condutibilidade térmica nos
BEAL de menor massa volúmica, embora com implicações negativas na diminuição da eficiência
estrutural. A melhor solução a adoptar deverá ser encontrada em função do objectivo pretendido para
a construção, realçando-se o maior potencial dos BEAL nas situações em que a massa volúmica e o
desempenho térmico forem os factores determinantes.
5.3 Desenvolvimentos futuros
O extenso estudo realizado neste trabalho permitiu aprofundar os conhecimentos sobre as
características térmicas e eficiência energética dos BEAL. Contudo, existem várias possibilidades de
complementar e dar seguimento ao presente estudo. São então de seguida enumeradas algumas
sugestões de desenvolvimento futuro, que poderão ampliar a temática (e o seu domínio de aplicação)
desenvolvida neste trabalho:
Realização de uma simulação energética, recorrendo a um programa comercial, de um edifício
corrente, utilizando nos elementos estruturais os betões estudados neste trabalho, e avaliando
os ganhos térmicos, em termos energéticos, ao longo de um ano;
Quantificação, em termos económicos, da solução desenvolvida no ponto anterior, tanto a nível
da redução da quantidade de isolamentos adicionais, como dos custos de produção, transporte
e aplicação dos betões aplicados, comparativamente a uma solução corrente;
Quantificação das correcções térmicas a aplicar em diferentes soluções tipo de elementos
estruturais, em diferentes zonas climáticas;
Realização de mais estudos comparativos dos métodos de ensaio das propriedades térmicas,
procurando métodos mais expeditos, simples de realizar e menos onerosos;
88
Alargar o estudo realizado, incluindo outros tipos de composições, nomeadamente com outros
ligantes.
Avaliação das propriedades acústicas dos BEAL, características que devem ser tomadas em
conta conjuntamente com as propriedades térmicas, em alguns domínios de aplicação.
89
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6:1999, Instituto português da Qualidade, 2002.
95
NP EN 12350-2. “Ensaios do betão fresco. Parte 2: Ensaio de abaixamento.” Versão portuguesa da EN
12350-2:1999, Instituto português da Qualidade, 2002.
NP EN 12350-6. “Ensaios do betão fresco. Parte 6: Massa volúmica.” Versão portuguesa da EN 12350-
6:1999, Instituto português da Qualidade, 2002
NP EN 12390-2. “Ensaios do betão endurecido. Parte 2: Execução e cura dos provetes para ensaios
de resistência mecânica.” Versão portuguesa da EN 12390-2:2003, Instituto português da Qualidade,
2000.
NP EN 12390-3. “Ensaios do betão endurecido. Parte 3: Resistência à compressão dos provetes de
ensaio.” Versão portuguesa da EN 12390-3:2003, Instituto português da Qualidade, 2001.
NP EN 12390-7. “ Ensaios do betão endurecido. Parte 7: Massa volúmica do betão endurecido.” Versão
portuguesa da EN 12390-7:2003, Instituto Português da Qualidade, 2000.
NP EN 12620. “Agregados para betão.” Versão portuguesa da EN 12620:2002, Instituto português da
Qualidade, Abril de 2004. 56p.
A
ANEXOS
B
A1 – Ensaios câmara climática
Figura A.1 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.35
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Tem
pera
tura
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)
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Exterior Geral
1 PUR int
1 PUR ext
2 Stalite int
2 Stalite ext
3 Referência int
3 Referência ext
4 Leca int
4 Leca ext
5 Lytag int
5 Lytag ext
6 Referência int
6 Referência ext
7 Leca int
7 Leca ext
8 Argex int
8 Argex ext
9 Stalite int
9 Stalite ext
C
Figura A.2 Fluxos de calor com a/c = 0.35
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W/m
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2 Stalite
3 Referência
4 Leca
5 Lytag
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8 argex
9 Stalite
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Figura A.3 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45
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1E PUR ext
2E Stalite int
2E Stalite ext
3E Referênciaint3E Referênciaext4E Leca int
4E Leca ext
6E Referênciaint6E Referênciaext7E Leca int
7E Leca ext
9E Stalite int
9E Stalite ext
E
Figura A.4 Fluxos de calor com a/c = 0.45
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92
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2.6
06
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4 0
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94
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2.6
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2.5
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09
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06
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2.6
06
20
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15
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0:0
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10
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/08/2
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98
20
15
/08/2
6 0
9:5
0:0
2.6
05
20
15
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2.6
05
20
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15
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2.6
16
20
15
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98
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6:4
0:0
2.5
86
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xo (
W/m
2)
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3 Referência
4 Leca
6 Referência
7 Leca
9 Stalite
F
Figura A.5 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.55
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07
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8 2
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09
Tem
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tura
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1E PUR ext
2E Stalite int
2E Stalite ext
3E Referênciaint3E Referênciaext4E Leca int
4E Leca ext
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5E Lytag ext
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7E Leca ext
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8E Argex ext
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9E Stalite ext
G
Figura A.6 Fluxos de calor com a/c = 0.55
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13
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2.5
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2.6
12
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2.6
10
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2.6
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3:1
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W/m
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3 Referência
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7 Leca
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H
Figura A.7 Temperaturas ambiente e superficiais interior e exterior com a/c = 0.45 (Repetição)
Figura A.8 Fluxos de calor com a/c = 0.45 (Repetição)
22
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:02.5
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:02.5
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:10
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tura
(ºC
)
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8E Argex ext
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03
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:02.6
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:02.6
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:02.5
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:02.5
98
Flu
xo (
W/m
2)
5 Lytag
8 argex
I
A2 – Ficha técnica argamassa térmica ISODUR
J
A3 – Ficha técnica cimento
K
L
A4 – Ficha técnica superplastificante
M