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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

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

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.

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 4.20 Temperaturas no interior das lajetas – a/c = 0.35 ............................................................. 64



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 4.27 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)


Presente Estudo - IsometEspécimes de reduzida dimensãoBogas (2011)

FIP (1983)

Protolab

Zhihua et al (2006)

ISO/FDIS 10456 (2007)

Sengul et al (2010)



Lo-Shu et al (1980)


ACI 213 (1967 de FIP 1983)

Newman (1993)

Valore (1980)

ITE 50 (2006)


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)


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)


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


Stalite


Lytag


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

)


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

)


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

)


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

)


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

)


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

24

26

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32

34

36

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40

42

20

15

/07

/15

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95

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:50

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04

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:02.6

15

20

15

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91

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/16

07

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19

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/07

/17

00

:00

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15

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:02.6

14

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08

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99

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15

/07

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12

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:02.5

98

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15

/07

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16

:40

:02.5

97

20

15

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:50

:02.6

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01

:00

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15

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:10

:02.6

16

20

15

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/18

09

:20

:02.5

93

20

15

/07

/18

13

:30

:02.6

16

20

15

/07

/18

17

:40

:02.5

93

20

15

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:50

:02.6

04

20

15

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/19

02

:00

:02.5

97

20

15

/07

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06

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04

20

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10

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96

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:02.6

03

20

15

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:02.6

03

20

15

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/19

22

:50

:02.6

13

20

15

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/20

03

:00

:02.6

22

20

15

/07

/20

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:10

:02.5

97

20

15

/07

/20

11

:20

:02.6

01

20

15

/07

/20

15

:30

:02.5

91

20

15

/07

/20

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:02.5

94

20

15

/07

/20

23

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20

15

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04

:00

:02.6

12

20

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99

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:02.6

15

20

15

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:30

:02.6

28

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20

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:02.5

98

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15

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:50

:02.5

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15

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05

:00

:02.6

01

20

15

/07

/22

09

:10

:02.5

98

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

26

28

30

32

34

36

38

40

42

20

15

/07

/15

14

:40

:02.5

95

20

15

/07

/15

18

:50

:02.6

04

20

15

/07

/15

23

:00

:02.6

15

20

15

/07

/16

03

:10

:02.5

91

20

15

/07

/16

07

:20

:02.6

19

20

15

/07

/16

11

:30

:02.6

12

20

15

/07

/16

15

:40

:02.5

90

20

15

/07

/16

19

:50

:02.5

85

20

15

/07

/17

00

:00

:02.6

14

20

15

/07

/17

04

:10

:02.6

14

20

15

/07

/17

08

:20

:02.5

99

20

15

/07

/17

12

:30

:02.5

98

20

15

/07

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16

:40

:02.5

97

20

15

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/17

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:50

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20

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01

:00

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94

20

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:10

:02.6

16

20

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/07

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:02.5

93

20

15

/07

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13

:30

:02.6

16

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15

/07

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17

:40

:02.5

93

20

15

/07

/18

21

:50

:02.6

04

20

15

/07

/19

02

:00

:02.5

97

20

15

/07

/19

06

:10

:02.6

04

20

15

/07

/19

10

:20

:02.5

96

20

15

/07

/19

14

:30

:02.6

03

20

15

/07

/19

18

:40

:02.6

03

20

15

/07

/19

22

:50

:02.6

13

20

15

/07

/20

03

:00

:02.6

22

20

15

/07

/20

07

:10

:02.5

97

20

15

/07

/20

11

:20

:02.6

01

20

15

/07

/20

15

:30

:02.5

91

20

15

/07

/20

19

:40

:02.5

94

20

15

/07

/20

23

:50

:02.6

12

20

15

/07

/21

04

:00

:02.6

12

20

15

/07

/21

08

:10

:02.5

99

20

15

/07

/21

12

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:02.6

15

20

15

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/21

16

:30

:02.6

28

20

15

/07

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98

20

15

/07

/22

00

:50

:02.5

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20

15

/07

/22

05

:00

:02.6

01

20

15

/07

/22

09

:10

:02.5

98

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


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

20

15

/07/1

5 1

4:4

0:0

2.5

95

20

15

/07/1

5 1

8:5

0:0

2.6

04

20

15

/07/1

5 2

3:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/1

6 0

3:1

0:0

2.5

91

20

15

/07/1

6 0

7:2

0:0

2.6

19

20

15

/07/1

6 1

1:3

0:0

2.6

12

20

15

/07/1

6 1

5:4

0:0

2.5

90

20

15

/07/1

6 1

9:5

0:0

2.5

85

20

15

/07/1

7 0

0:0

0:0

2.6

14

20

15

/07/1

7 0

4:1

0:0

2.6

14

20

15

/07/1

7 0

8:2

0:0

2.5

99

20

15

/07/1

7 1

2:3

0:0

2.5

98

20

15

/07/1

7 1

6:4

0:0

2.5

97

20

15

/07/1

7 2

0:5

0:0

2.6

18

20

15

/07/1

8 0

1:0

0:0

2.5

94

20

15

/07/1

8 0

5:1

0:0

2.6

16

20

15

/07/1

8 0

9:2

0:0

2.5

93

20

15

/07/1

8 1

3:3

0:0

2.6

16

20

15

/07/1

8 1

7:4

0:0

2.5

93

20

15

/07/1

8 2

1:5

0:0

2.6

04

20

15

/07/1

9 0

2:0

0:0

2.5

97

20

15

/07/1

9 0

6:1

0:0

2.6

04

20

15

/07/1

9 1

0:2

0:0

2.5

96

20

15

/07/1

9 1

4:3

0:0

2.6

03

20

15

/07/1

9 1

8:4

0:0

2.6

03

20

15

/07/1

9 2

2:5

0:0

2.6

13

20

15

/07/2

0 0

3:0

0:0

2.6

22

20

15

/07/2

0 0

7:1

0:0

2.5

97

20

15

/07/2

0 1

1:2

0:0

2.6

01

20

15

/07/2

0 1

5:3

0:0

2.5

91

20

15

/07/2

0 1

9:4

0:0

2.5

94

20

15

/07/2

0 2

3:5

0:0

2.6

12

20

15

/07/2

1 0

4:0

0:0

2.6

12

20

15

/07/2

1 0

8:1

0:0

2.5

99

20

15

/07/2

1 1

2:2

0:0

2.6

15

20

15

/07/2

1 1

6:3

0:0

2.6

28

20

15

/07/2

1 2

0:4

0:0

2.5

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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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96

20

15

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/04

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05

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02

20

15

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15

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15

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06

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01

20

15

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15

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93

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15

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20

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15

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20

15

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20

15

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07

:50

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20

15

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12

:00

:02.6

15

20

15

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16

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93

20

15

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06

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15

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94

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15

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01

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20

15

/07

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:40

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04

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/07

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09

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20

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15

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:20

:02.6

09

Flu

xo (

W/m

2)

1 PUR

2 Stalite

3 Referência

4 Leca

5 Lytag

6 Refêrencia

7 Leca

8 argex

9 Stalite

0

10

20

30

40

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80

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15

/07

/01

23

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05

20

15

/07

/02

03

:50

:02.6

14

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15

/07

/02

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13

20

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15

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/02

16

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12

20

15

/07

/02

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15

/07

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00

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98

20

15

/07

/03

04

:50

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00

20

15

/07

/03

09

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15

20

15

/07

/03

13

:10

:02.6

00

20

15

/07

/03

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92

20

15

/07

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/07

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01

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20

15

/07

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01

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:50

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03

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15

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01

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15

/07

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22

:20

:02.6

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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

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

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/07

/01

23

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/07

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03

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/07

/02

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/07

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:02.6

12

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15

/07

/02

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/07

/03

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00

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15

/07

/03

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/07

/04

01

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/07

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02

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01

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01

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03

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20

15

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20

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93

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/07

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:50

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89

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/07

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12

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15

20

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/07

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15

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91

20

15

/07

/08

22

:20

:02.6

09

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



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

38,0

40,0

0 2 4 6 8 10 12 14

Tem

pera

tura

(ºC

)

Distância (cm)

Referência

Stalite

Lytag

Leca

Argex


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 (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


68


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)


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)


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)


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

)


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

)


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

)


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)


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)



Lo-Shu et al (1980)


ACI 213 (1967 de FIP 1983)

Newman (1993)

Valore (1980)

ITE 50 (2006)


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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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

22

24

26

28

30

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34

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40

42

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15

/07/1

5 1

4:4

0:0

2.5

95

20

15

/07/1

5 1

8:5

0:0

2.6

04

20

15

/07/1

5 2

3:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/1

6 0

3:1

0:0

2.5

91

20

15

/07/1

6 0

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0:0

2.6

19

20

15

/07/1

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1:3

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2.6

12

20

15

/07/1

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2.5

90

20

15

/07/1

6 1

9:5

0:0

2.5

85

20

15

/07/1

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0:0

0:0

2.6

14

20

15

/07/1

7 0

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0:0

2.6

14

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/07/1

7 0

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2.5

99

20

15

/07/1

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0:0

2.5

98

20

15

/07/1

7 1

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0:0

2.5

97

20

15

/07/1

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0:0

2.6

18

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15

/07/1

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1:0

0:0

2.5

94

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/07/1

8 0

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2.6

16

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/07/1

8 0

9:2

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2.5

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/07/1

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3:3

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2.6

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8 1

7:4

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2.5

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/07/1

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1:5

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04

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2.5

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2.6

04

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/07/1

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2.5

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/07/1

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2.6

03

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/07/1

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2.6

03

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/07/1

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0:0

2.6

13

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2.6

22

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15

/07/2

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0:0

2.5

97

20

15

/07/2

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01

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/07/2

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91

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15

/07/2

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0:0

2.5

94

20

15

/07/2

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2.6

12

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/07/2

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2.6

12

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/07/2

1 0

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2.5

99

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/07/2

1 1

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2.6

15

20

15

/07/2

1 1

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2.6

28

20

15

/07/2

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98

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15

/07/2

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2.5

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15

/07/2

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5:0

0:0

2.6

01

20

15

/07/2

2 0

9:1

0:0

2.5

98

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

C

Figura A.2 Fluxos de calor com a/c = 0.35

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

20

15

/07/1

5 1

4:4

0:0

2.5

95

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15

/07/1

5 1

8:5

0:0

2.6

04

20

15

/07/1

5 2

3:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/1

6 0

3:1

0:0

2.5

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20

15

/07/1

6 0

7:2

0:0

2.6

19

20

15

/07/1

6 1

1:3

0:0

2.6

12

20

15

/07/1

6 1

5:4

0:0

2.5

90

20

15

/07/1

6 1

9:5

0:0

2.5

85

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15

/07/1

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0:0

0:0

2.6

14

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15

/07/1

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2.6

14

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/07/1

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15

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98

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15

/07/1

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97

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18

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/07/1

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1:0

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2.5

94

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16

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/07/1

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0:0

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93

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2.6

16

20

15

/07/1

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7:4

0:0

2.5

93

20

15

/07/1

8 2

1:5

0:0

2.6

04

20

15

/07/1

9 0

2:0

0:0

2.5

97

20

15

/07/1

9 0

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0:0

2.6

04

20

15

/07/1

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0:2

0:0

2.5

96

20

15

/07/1

9 1

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0:0

2.6

03

20

15

/07/1

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2.6

03

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20

15

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2.5

94

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15

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12

20

15

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/07/2

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20

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/07/2

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/07/2

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0:0

2.5

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/07/2

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0:0

2.6

01

20

15

/07/2

2 0

9:1

0:0

2.5

98

Flu

xo (

W/m

2)

2 Stalite

3 Referência

4 Leca

5 Lytag

6 Referência

7 Leca

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D


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36

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15

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15

/08/2

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17

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/08/2

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/08/2

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/08/2

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2.5

96

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/08/2

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0:0

2.5

99

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/08/2

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10

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:20

:02.6

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20

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20

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/08/2

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0:0

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/08/2

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2.5

94

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/08/2

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2.5

98

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2.6

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/08/2

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99

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/08

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:00

:02.5

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/08/2

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0:0

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02

20

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/08/2

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2.5

94

20

15

/08/2

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2.6

08

20

15

/08/2

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0:0

2.5

95

20

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/08/2

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0:2

0:0

2.6

09

20

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/08/2

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2.6

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20

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/08

/25

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:40

:02.5

94

20

15

/08/2

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20

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/08/2

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/08/2

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2.6

06

20

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/08/2

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83

20

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/08/2

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20

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/08/2

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98

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05

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/08/2

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/08

/26

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:20

:02.6

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/08/2

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0:0

2.5

98

20

15

/08/2

7 0

6:4

0:0

2.5

86

Tem

pera

tura

(ºC

)

Interior Geral

Exterior Geral

1E PUR int

1E PUR ext

2E Stalite int

2E Stalite ext

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E


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/08/2

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96

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/08/2

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99

20

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/08/2

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10

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/08/2

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2.6

16

20

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/08/2

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/08/2

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98

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/08/2

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23

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99

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06

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/08/2

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2.5

98

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/08/2

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2.5

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08

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2.5

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/08/2

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09

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2:2

0:0

2.6

16

20

15

/08/2

7 0

2:3

0:0

2.5

98

20

15

/08/2

7 0

6:4

0:0

2.5

86

Flu

xo (

W/m

2)

1 PUR

2 Stalite

3 Referência

4 Leca

6 Referência

7 Leca

9 Stalite

F


22

24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

20

15

/07/0

1 2

3:4

0:0

2.6

05

20

15

/07/0

2 0

3:5

0:0

2.6

14

20

15

/07/0

2 0

8:0

0:0

2.6

13

20

15

/07/0

2 1

2:1

0:0

2.5

90

20

15

/07/0

2 1

6:2

0:0

2.6

12

20

15

/07/0

2 2

0:3

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

3 0

0:4

0:0

2.5

98

20

15

/07/0

3 0

4:5

0:0

2.6

00

20

15

/07/0

3 0

9:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/0

3 1

3:1

0:0

2.6

00

20

15

/07/0

3 1

7:2

0:0

2.5

92

20

15

/07/0

3 2

1:3

0:0

2.5

96

20

15

/07/0

4 0

1:4

0:0

2.5

95

20

15

/07/0

4 0

5:5

0:0

2.6

02

20

15

/07/0

4 1

0:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/0

4 1

4:1

0:0

2.6

00

20

15

/07/0

4 1

8:2

0:0

2.6

01

20

15

/07/0

4 2

2:3

0:0

2.6

14

20

15

/07/0

5 0

2:4

0:0

2.5

98

20

15

/07/0

5 0

6:5

0:0

2.6

01

20

15

/07/0

5 1

1:0

0:0

2.6

03

20

15

/07/0

5 1

5:1

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

5 1

9:2

0:0

2.6

20

20

15

/07/0

5 2

3:3

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

6 0

3:4

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

6 0

7:5

0:0

2.5

89

20

15

/07/0

6 1

2:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/0

6 1

6:1

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

6 2

0:2

0:0

2.6

06

20

15

/07/0

7 0

0:3

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

7 0

4:4

0:0

2.5

96

20

15

/07/0

7 0

8:5

0:0

2.6

03

20

15

/07/0

7 1

3:0

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

7 1

7:1

0:0

2.6

03

20

15

/07/0

7 2

1:2

0:0

2.5

94

20

15

/07/0

8 0

1:3

0:0

2.6

04

20

15

/07/0

8 0

5:4

0:0

2.6

04

20

15

/07/0

8 0

9:5

0:0

2.6

07

20

15

/07/0

8 1

4:0

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

8 1

8:1

0:0

2.5

91

20

15

/07/0

8 2

2:2

0:0

2.6

09

Tem

pera

tura

(ºC

)Interior Geral

Exterior Geral

1E PUR int

1E PUR ext

2E Stalite int

2E Stalite ext


4E Leca ext

5E Lytag int

5E Lytag ext


7E Leca ext

8E Argex int

8E Argex ext

9E Stalite int

9E Stalite ext

G


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

20

15

/07/0

1 2

3:4

0:0

2.6

05

20

15

/07/0

2 0

3:5

0:0

2.6

14

20

15

/07/0

2 0

8:0

0:0

2.6

13

20

15

/07/0

2 1

2:1

0:0

2.5

90

20

15

/07/0

2 1

6:2

0:0

2.6

12

20

15

/07/0

2 2

0:3

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

3 0

0:4

0:0

2.5

98

20

15

/07/0

3 0

4:5

0:0

2.6

00

20

15

/07/0

3 0

9:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/0

3 1

3:1

0:0

2.6

00

20

15

/07/0

3 1

7:2

0:0

2.5

92

20

15

/07/0

3 2

1:3

0:0

2.5

96

20

15

/07/0

4 0

1:4

0:0

2.5

95

20

15

/07/0

4 0

5:5

0:0

2.6

02

20

15

/07/0

4 1

0:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/0

4 1

4:1

0:0

2.6

00

20

15

/07/0

4 1

8:2

0:0

2.6

01

20

15

/07/0

4 2

2:3

0:0

2.6

14

20

15

/07/0

5 0

2:4

0:0

2.5

98

20

15

/07/0

5 0

6:5

0:0

2.6

01

20

15

/07/0

5 1

1:0

0:0

2.6

03

20

15

/07/0

5 1

5:1

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

5 1

9:2

0:0

2.6

20

20

15

/07/0

5 2

3:3

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

6 0

3:4

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

6 0

7:5

0:0

2.5

89

20

15

/07/0

6 1

2:0

0:0

2.6

15

20

15

/07/0

6 1

6:1

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

6 2

0:2

0:0

2.6

06

20

15

/07/0

7 0

0:3

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

7 0

4:4

0:0

2.5

96

20

15

/07/0

7 0

8:5

0:0

2.6

03

20

15

/07/0

7 1

3:0

0:0

2.6

10

20

15

/07/0

7 1

7:1

0:0

2.6

03

20

15

/07/0

7 2

1:2

0:0

2.5

94

20

15

/07/0

8 0

1:3

0:0

2.6

04

20

15

/07/0

8 0

5:4

0:0

2.6

04

20

15

/07/0

8 0

9:5

0:0

2.6

07

20

15

/07/0

8 1

4:0

0:0

2.5

93

20

15

/07/0

8 1

8:1

0:0

2.5

91

20

15

/07/0

8 2

2:2

0:0

2.6

09

Flu

xo (

W/m

2)

1 PUR

2 Stalite

3 Referência

4 Leca

5 Lytag

6 Refêrencia

7 Leca

8 argex

9 Stalite

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

24

26

28

30

32

34

36

20

15

/09

/11

16

:30

:02.6

10

20

15

/09

/11

20

:40

:02.6

14

20

15

/09

/12

00

:50

:02.6

03

20

15

/09

/12

05

:00

:02.6

04

20

15

/09

/12

09

:10

:02.6

10

20

15

/09

/12

13

:20

:02.6

06

20

15

/09

/12

17

:30

:02.6

04

20

15

/09

/12

21

:40

:02.6

15

20

15

/09

/13

01

:50

:02.6

04

20

15

/09

/13

06

:00

:02.6

15

20

15

/09

/13

10

:10

:02.6

04

20

15

/09

/13

14

:20

:02.6

19

20

15

/09

/13

18

:30

:02.6

05

20

15

/09

/13

22

:40

:02.5

95

20

15

/09

/14

02

:50

:02.6

06

20

15

/09

/14

07

:00

:02.6

13

20

15

/09

/14

11

:10

:02.5

96

20

15

/09

/14

15

:20

:02.6

07

20

15

/09

/14

19

:30

:02.6

22

20

15

/09

/14

23

:40

:02.6

04

20

15

/09

/15

03

:50

:02.5

95

20

15

/09

/15

08

:00

:02.5

96

20

15

/09

/15

12

:10

:02.5

92

20

15

/09

/15

16

:20

:02.6

15

20

15

/09

/15

20

:30

:02.5

90

20

15

/09

/16

00

:40

:02.6

05

20

15

/09

/16

04

:50

:02.6

10

20

15

/09

/16

09

:00

:02.6

08

20

15

/09

/16

13

:10

:02.5

98T

em

pera

tura

(ºC

)

5E Lytag int

5E Lytag ext

8E Argex int

8E Argex ext

0

10

20

30

40

50

60

70

80

20

15

/09

/11

16

:30

:02.6

10

20

15

/09

/11

20

:40

:02.6

14

20

15

/09

/12

00

:50

:02.6

03

20

15

/09

/12

05

:00

:02.6

04

20

15

/09

/12

09

:10

:02.6

10

20

15

/09

/12

13

:20

:02.6

06

20

15

/09

/12

17

:30

:02.6

04

20

15

/09

/12

21

:40

:02.6

15

20

15

/09

/13

01

:50

:02.6

04

20

15

/09

/13

06

:00

:02.6

15

20

15

/09

/13

10

:10

:02.6

04

20

15

/09

/13

14

:20

:02.6

19

20

15

/09

/13

18

:30

:02.6

05

20

15

/09

/13

22

:40

:02.5

95

20

15

/09

/14

02

:50

:02.6

06

20

15

/09

/14

07

:00

:02.6

13

20

15

/09

/14

11

:10

:02.5

96

20

15

/09

/14

15

:20

:02.6

07

20

15

/09

/14

19

:30

:02.6

22

20

15

/09

/14

23

:40

:02.6

04

20

15

/09

/15

03

:50

:02.5

95

20

15

/09

/15

08

:00

:02.5

96

20

15

/09

/15

12

:10

:02.5

92

20

15

/09

/15

16

:20

:02.6

15

20

15

/09

/15

20

:30

:02.5

90

20

15

/09

/16

00

:40

:02.6

05

20

15

/09

/16

04

:50

:02.6

10

20

15

/09

/16

09

:00

:02.6

08

20

15

/09

/16

13

:10

:02.5

98

Flu

xo (

W/m

2)

5 Lytag

8 argex

I

A2 – Ficha técnica argamassa térmica ISODUR

J

A3 – Ficha técnica cimento

L

A4 – Ficha técnica superplastificante

CARACTERÍSTICAS DE ISOLAMENTO TÉRMICO DE BETÕES … · condutibilidade térmica dos betões...

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